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I
ESTUDO DO EFEITO DO APORTE TÉRMICO DE
SOLDAGEM NA CORROSÃO SOB TENSÃO DE LIGAS
DE NÍQUEL EM SOLDAS DISSIMILARES NO AMBIENTE
DE REATOR NUCLEAR DO TIPO PWR.
AUTOR: GUILHERME MARCONI SILVA
Belo Horizonte
Novembro de 2010
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II
Guilherme Marconi Silva
ESTUDO DO EFEITO DO APORTE TÉRMICO DE
SOLDAGEM NA CORROSÃO SOB TENSÃO DE LIGAS
DE NÍQUEL EM SOLDAS DISSIMILARES NO AMBIENTE
DE REATOR NUCLEAR DO TIPO PWR
Tese de Doutorado apresentada ao Curso de Pós-graduação em
Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Minas
Gerais; como requisito à obtenção do título de
Doutor em Engenharia Mecânica.
Área de concentração: Processos de Fabricação.
Orientador: Prof. Alexandre Queiróz Bracarense, PhD.
Co-Orientadora: Mônica M. A. M. Schvartzman, Dr.
Belo Horizonte
Escola de Engenharia da UFMG
Novembro de 2010
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III
À minha esposa e eterna companheira ANIRLÉA e ao meu querido filho LOURENÇO
que dão significado à minha existência.
IV
AGRADECIMENTOS
Aos meus queridos pais Selma e Sebastião pela vida.
Ao Professor e Orientador Alexandre Queiroz Bracarense pela confiança e estímulo.
A Professora e Co-orientadora Mônica M. A. M. Schvartzman pelo apoio e
consideração.
A Fundição Altivo S/A pela compreensão e total apoio.
Ao CEFET MG - Centro Federal de Educação Tecnológica de MG.
Ao CDTN - Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear.
Aos Drs Wagner R.C. Campos, Célia Figueiredo e Marco Antonio Quinan.
Aos caros amigos Edicleto, Scoralic e Luciana pela sincera amizade.
Ao Eng
o
José Antônio Dias e a Steel Peças Técnicas pela valiosa colaboração.
A Deus por ter me permitido realizar com dignidade e humildade este trabalho.
V
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS
VII
LISTA DE TABELAS
XI
LISTA DE EQUAÇÕES
XII
LISTA DE SIMBOLOS E ABREVIATURAS
XIII
RESUMO
15
1-Introdução e Objetivo
16
2-Revisão Bibliográfica
19
2.1- Reatores Nucleares
19
2.1.1- Usinas Nucleares no Brasil
19
2.1.2- Reatores de Fissão Nuclear
20
2.2- Estrutura Metálicas em Usinas Nucleares
23
2.2.1- Materiais utilizados em reatores nucleares
23
Aços de Baixa Liga ASTM A 508
23
Aços Inoxidáveis Austeníticos Classe AISI 316L
26
A Liga 600
30
2.2.2- Processos de Soldagem em Estruturas de Reatores Nucleares
34
Soldas dissimilares em reatores nucleares
35
Processo GTAW
37
Soldagem ao arco elétrico com Eletrodo Revestido
38
Aporte Térmico de Soldagem
39
Solidificação do Metal de Solda
40
2.3- Corrosão Sob Tensão
44
2.4- Corrosão Sob Tensão em Ambiente de Reator PWR
50
2.5- Ensaios para Avaliação da Corrosão
53
Ensaio de Tração com Taxa de Deformação Lenta
54
Ensaio de Reativação Potenciodinâmica Duplo Loop
56
3-Metodologia
59
3.1- Chapa de qualificação
59
Operação de Amanteigamento
60
Enchimento da Junta
61
VI
3.2- Preparação dos Blocos de Teste com Variação do Aporte Térmico
63
3.3- Retirada dos Cps para o Ensaio de Tração com Taxa de Deformação Lenta
69
3.4- Ensaio de Tração com Taxa de deformação Lenta
70
3.5- Instalações para o Ensaio de Tração com Taxa de Deformação Lenta
73
3.6- Ensaio de Reativação Potenciodinâmica Duplo Ciclo DL-EPR
74
4-Resultados e Discussão
78
4.1-Caracterização dos Materiais
78
4.1.1- Análises Químicas
78
4.1.2- Ensaios de Microdureza
79
4.1.3- Análise Metalográfica
80
Macrografia
80
Micrografia
82
4.2-Avaliação do Grau de Sensitização
90
4.3-Ensaio de Tração com Taxa de Deformação Lenta
92
5-Conclusões
106
6-Contribuições Originais
107
7-Sugestões para Trabalhos Futuros
108
ABSTRACT
109
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
110
APÊNDICE
117
VII
LISTA DE FIGURAS
Figura 1
Representação esquemática do sistema PWR
21
Figura 2
Representação esquemática do sistema BWR
21
Figura 3
Microestrutura do aço ASTM A 508 G 3
24
Figura 4
Gráfico ilustrando a variação da Dureza HRC em função do teor de
carbono e da microestrutura presente nos aços
25
Figura 5
Microestrutura do aço inoxidável austenítico com austenita
poligonal e alguma ferrita delta
28
Figura 6
Diagrama de Schaeffler
30
Figura 7
Microestrutura dos metais de solda depositados das ligas 182 e82
composta de dendritas de austenita e precipitados inter e
intragranulares
33
Figura 8
Representação esquemática de um reator do tipo PWR indicando
regiões com juntas dissimilares
35
Figura 9
Esquema ilustrativo da forma construtiva de um bocal
36
Figura 10
Soldagem esquemática Processo TIG
37
Figura 11
Soldagem esquemática por eletrodo revestido
39
Figura 12
Esquema ilustrativo do aspecto macrográfico solidificado
relacionando regiões segregadas, o tamanho do grão e as dendritas
42
Figura 13
Esquema ilustrativo de etapas da solidificação tridimensional da
dendrita
42
Figura 14
Ilustração esquemática dos tipos de contornos de grão observados
na solidificação da austenita primária
44
Figura 15
Condições para ocorrência do fenômeno da CST
46
Figura 16
Influência de fatores mecânicos e eletroquímicos no processo de
CST
47
Figura 17
Representação esquemática mostrando CST por transporte de
massa e reações de corrosão em uma trinca
48
Figura 18
Esquema de montagem de Cps para Ensaios de Corrosão
53
Figura 19
Esquema ilustrativo das correntes de ativação e reativação para o
ensaio DL EPR
57
VIII
Figura 20
Croquis da Chapa de Teste para qualificação do procedimento de
soldagem
60
Figura 21
Ilustração esquemática dos passes de solda para realização da chapa
de teste e fotografias da região amanteigada e da junta após
enchimento completo
62
Figura 22
Ilustração esquemática do bloco de teste
64
Figura 23
Fotografia do bloco usinado
65
Figura 24
Fotografia bloco amanteigado
65
Figura 25
Fotografia do bloco após tratamento térmico e re-usinado
66
Figura 26
Fotografia do bloco jateado
66
Figura 27
Fotografia do bloco no início do enchimento
67
Figura 28
Fotografia do bloco finalizado
67
Figura 29
Fotografia do bloco 3, com refrigeração na fase inicial do
enchimento
68
Figura 30
Fotografia do bloco 3, com refrigeração preparado para passes
finais
68
Figura 31
Detalhe da posição de retirada dos Cps para ensaio ssrt nos blocos
de teste
69
Figura 32
Detalhe das posições de retirada, por eletroerosão a fio, dos Cps de
teste para o ensaio ssrt nos blocos de teste
69
Figura 33
Desenho e fotografia do corpo de prova para o ensaio ssrt
70
Figura 34
Esquema ilustrativo de um equipamento de Ensaio de Tração com
Deformação Lenta (SSRT) e detalhe de um Cp montado
71
Figura 35
Tela de entrada de dados
72
Figura 36
Tela de controle e monitoramento do ensaio ssrt
72
Figura 37
Diagrama da instalação para ensaios de tração com deformação
lenta e uma vista parcial dos equipamentos
75
Figura 38
Foto das orientações dos ensaios de microdureza nos blocos de teste
79
Figura 39
Perfis de dureza das duas posições ensaiadas nos três blocos de
teste
80
Figura 40
Aspecto macrográfico dos três blocos de teste
81
Figura 41
Aspecto micrográfico dos três blocos evidenciando precipitados
inter e intradendríticos
83
IX
Figura 42
Aspecto micrográfico apresentando contornos de grão de alto
ângulo
84
Figura 43
Aspecto micrográfico apresentando contornos de grão de alto
ângulo com maior aumento
85
Figura 44
Amostra ao MEV evidenciando o caminho da análise de cromo via
EDS
86
Figura 45
Microestrutura bloco 1 composta de grãos de austenita e
precipitados. Detalhe do precipitado à base de Nb. 500 e 1000X
86
Figura 46
Fotografia do bloco 1 e os precipitados presentes: o de coloração
clara é um carboneto de nióbio e o de coloração escura é um
carbonitreto de titânio, conforme pode ser verificado na análise via
EDS ao lado e indicada pelas setas
87
Figura 47
Distribuição dos elementos Si, Ni, Cr, Fe, Nb, C, Ti e Mn no metal
de solda da liga 182
88
Figura 48
Fotografias apresentando diferença nos tamanhos de grãos
89
Figura 49
Aspecto das três amostras embutidas
90
Figura 50
Gráfico de DL das três amostras na solução que se apresentou mais
adequada (0,05 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
)
90
Figura 51
Microestruturas das três amostras após ensaio DL na solução que se
apresentou mais adequada (0,05 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M
CH
3
CSNH
2
)
91
Figura 52
Gráficos de tensão X deformação para os três blocos, ensaiados no
meio neutro
93
Figura 53
Gráficos de tensão X deformação para os três blocos, ensaiados no
meio PWR
94
Figura 54
Comparativo dos valores de RTTF, RE e RRA em relação às
reduções
97
Figura 55
Fotografias das superfícies das fraturas das amostras ensaiadas no
meio neutro apresentando fratura dúctil
98
Figura 56
Fotografias das superfícies das fraturas das amostras ensaiadas no
meio PWR. As áreas circuladas são as principais áreas de fratura
frágil, decorrentes do fenômeno
99
X
Figura 57
Fotografias apresentando aspecto de fratura frágil, caracterizada
pelo aspecto intergranular
101
Figura 58
Fotografia apresentando aspecto da transição fratura frágil/dúctil.
CP 3-12
102
Figura 59
Fotografia evidenciando a forma convoluta (em forma de canudo)
causada pela natureza da interpenetração das dendritas quando da
solidificação. Cp 3-8
102
Figura 60
Fotografia evidenciando a trincas intergranulares circunavegando
áreas resistentes à corrosão, deixando para trás, em relação ao
avanço da trinca, ligamentos ininterruptos e que apresentaram
fraturas dúcteis. Cp 2-8
103
XI
LISTA DE TABELAS
Tabela1-Química da água para circuitos primários de reatores do tipo PWR [3]...........22
Tabela 2 – Limites de Composição Química conforme ASTM A 508...........................24
Tabela 3 - C
eq
X Temperatura de pré-aquecimento ........................................................26
Tabela 4 – Limites de Composição Química da Liga 600 .............................................30
Tabela 5 – Quadro geral de propriedades da Liga 600....................................................31
Tabela 6 – Limites de composição química das ligas 82 e 182.......................................32
Tabela 7 – Total de Soldas Dissimilares em serviço nos reatores PWR na França........34
Tabela 8 – Parâmetros do Processo de Soldagem TIG (GTAW)....................................61
Tabela 9 - Parâmetros do Processo de Soldagem com Eletrodo Revestido....................62
Tabela 10 - Parâmetros de soldagem dos 3 blocos com eletrodo revestido....................64
Tabela 11 - Parâmetros técnicos da solução para ensaios de CST..................................74
Tabela 12 – Composição Química dos Metais................................................................78
Tabela 13: Valores das correntes de reativação, de ativação e os graus de sensitização
(GS) para cada amostra na solução 0,05M H
2
SO
4
+0,0001M CH
3
CSNH
2
.....................91
Tabela 14 - Valores de propriedades mecânicas e duração em dias obtidos nos ensaios
SSRT nos meios neutro e PWR de todos os corpos de prova.......................................95
Tabela 15 - Valores de propriedades mecânicas e duração em dias obtidos nos ensaios
SSRT no meio PWR. Os resultados foram separados de modo a verificar a diferença nos
resultados apresentados pelo cps do bloco 2.................................................................96
Tabela 16 - Valores de RTTF, RE e RRA obtidos nos ensaios SSRT............................97
XII
LISTA DE EQUAÇÕES
Equação 1- C
eq
= %C +1/6(%Mn) +1/15(%Ni + %Cu) +1/5(%Cr + %Mo +%V)…….EQ.1.…...25
Equação 2 - H
i
=60 EI/S EQ.2......................................................................39
Equação 3 - d = (Dt)
1/2
EQ.3 .....................................................................41
Equação 4 - RTTF = TTF
t
/TTF
n
EQ.4 .....................................................................56
Equação 5 - RE = E
t
/E
n
EQ.5 .....................................................................56
Equação 6 - RRA = RA
t
/RA
n
EQ.6 ......................................................................56
XIII
LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS
A ......................Alongamento Percentual
ABNT...............Associação Brasileira de Normas Técnicas
AISI ..................American Iron and Steel Institute
ASTM................American Society for Testing and Materials
ASME................American Society of Mechanical Engineer
Ar .....................Gás Argônio
AWS ................American Welding Society
BWR.................Boiling Water Reactor
Cp .....................Corpo de prova
Cp’s...................Corpos de prova
CCC...................Cúbico de Corpo Centrado
CDTN................Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear
CERT.................Constant Extension Rate Test
CFC...................Cúbico de Faces Centradas
CNEN................Comissão Nacional de Energia Nuclear
Cr
2
O
3
................Óxido de Cromo
C
eq
....................Carbono Equivalente
Cr
eq
...................Cromo Equivalente
CST...................Corrosão Sob Tensão
DL EPR.............Double Loop Eletrochemical Potentiokinetic Reactivation
E........................Módulo de Elasticidade
E........................Tensão Elétrica
e..........................Elétron livre
EPR…………… Eletrochemical Potentiokinetic Reactivation
GMAW ..............Gas Metal Arc Welding
GPa.....................Gigapascal
GS……………...Grau de Sensitização
GTAW................Gas Tungsten Arc Welding
H………………..Íon Hodrogênio
H………………..Heat Input
XIV
IAEA..................International Atomic Energy Agency
I .........................Corrente de soldagem
I
A
........................Corrente de Ativação
I
R
.........................Corrente de Passivação
J.........................Joule
K.........................Kelvin
Le......................Limite de escoamento
Lr ......................Limite de resistência
MA .....................Metal de Adição
MC......................Carboneto (M = metal)
M
23
C
6
...................carboneto (M = metal)
MB .....................Metal de Base
MPa.....................Megapascal
MIG.....................Metal Inert Gas
MW....................Megawatt
NiCrFe…………Níquel/Cromo/Ferro
Ni
eq
...................Níquel Equivalente
PWR...................Pressurized Water Reactor
PWSCC..............Primary Water Stress Corrosion Crack
PH......................Preciptation Hardening
S………………..Velocidade de Soldagem
SMAW .............Shield Metal Arc Welding
SSRT…………..Slow Strain Rate Test
SCC...................Stress corrosion crack
RRA……………Razão das Reduções de Área
RE.....................Razão das Deformações Lineares
RTTF..................Razão dos Tempos de Falha
e
.......................Tensão Limite de Escoamento
.......................Tensão
uts
…………….. Tensão Limite de Resistência
V........................Tensão de soldagem
........................Deformação linear percentual %
ZTA ...................Zona Termicamente Afetada
15
RESUMO
O trincamento por corrosão sob tensão (CST) da Liga 600 (INCONEL® 600), e de seus
metais de adição 82 e 182, é um importante fator de degradação nos circuitos primários
de reatores nucleares do tipo pressurized water reactor (PWR). Apesar de modelos
mecanísticos tais como dissolução anódica, fragilização por hidrogênio e oxidação
interna terem sido propostos, nenhum destes ficou completamente estabelecido como
sendo a explicação para o fenômeno de CST em Circuitos Primários de Reatores
Nucleares (PWSCC).
A susceptibilidade ao fenômeno de CST da Liga 600 em ambientes PWR tem sido
muito estudada e avaliada desde que ocorreram as primeiras informações de
degradações nos geradores de vapor das usinas nucleares ao redor do mundo, porém em
relação aos metais de adição 82 e 182 há muito a ser estudado. O fenômeno é
fortemente dependente da temperatura, da história termomecânica da liga, do tempo
para a iniciação da trinca e de sua taxa de crescimento.
A união ou soldagem entre dois diferentes materiais, denominada de soldagem
dissimilar é o processo aplicado na união de tubulações em aços inoxidáveis com as
estruturas em aços de baixa liga dos diversos vasos de pressão existentes em uma usina
nuclear. A quantidade de Centrais Nucleares oriundas de diversos fabricantes resulta em
um elevado número de soldagens dissimilares apresentando diferentes configurações.
Neste trabalho, estudou-se o efeito da variação do aporte térmico de soldagem no
fenômeno de CST, do metal de adição 182, bem como a verificação da tendência ao
trincamento e a sua localização preferencial, o tempo para seu início e os possíveis
fatores que possam contribuir para seu aparecimento. Para isto foram executados: o
ensaio de tração com taxa de deformação lenta (slow strain rate test) e o ensaio de
reativação potenciodinâmica duplo ciclo (double loop eletrochemical potentiokinetic
reactivation), em corpos de prova retirados de juntas soldadas dissimilares e testados em
ambiente similar ao do circuito primário de reator nuclear do tipo PWR.
Ficou evidenciado que a condição de maior aporte térmico apresentou menor
susceptibilidade ao fenômeno do trincamento por corrosão sob tensão.
Palavras-chave: Soldas Dissimilares, Corrosão Sob Tensão, Liga de Níquel 182, Aporte
Térmico.
16
1-INTRODUÇÃO E OBJETIVO
A segurança de uma central nuclear é de extrema importância para proteger os
trabalhadores e o público em geral dos riscos associados com a liberação de
radioatividade. A garantia da segurança se dá por meio de um processo interativo entre
o operador/proprietário da usina, que é o responsável direto pela operação segura da
instalação, e o órgão regulador da atividade nuclear (no Brasil, a CNEN – Comissão
Nacional de Energia Nuclear), que licencia e fiscaliza esse tipo de instalação.
O envelhecimento de sistemas, estruturas e componentes de uma central nuclear
deve ser gerenciado para garantir que as margens de segurança requeridas no projeto
sejam mantidas ao longo da vida em serviço da central. Atividades apropriadas de
inspeção e monitoração permitem detectar e caracterizar a degradação por
envelhecimento. Uma vez caracterizada a degradação de um componente, sua
integridade estrutural e/ou funcional pode ser avaliada e decisões podem ser tomadas no
sentido de reparar ou substituir o componente de forma a manter a instalação em
operação segura. Ao mesmo tempo, ações são definidas para inibir os mecanismos de
envelhecimento do componente. Ao desenvolvimento coordenado desse conjunto de
atividades atribui-se o termo gerenciamento de envelhecimento. O gerenciamento de
envelhecimento de centrais nucleares vem se tornando atividade fundamental tanto sob
o aspecto de segurança como sob o aspecto econômico, quando se procura estender a
vida útil de seus componentes [1].
A corrosão sob tensão (CST) é um dos mecanismos de envelhecimento que
gradualmente introduz danos em um componente, modificando suas características com
o tempo ou uso. Este fenômeno é associado à presença de um ambiente agressivo, à
presença de tensões de tração e à susceptibilidade do material.
A Liga 600 e seus metais de adição (ligas 82 e 182) utilizados em processos de
soldagem são encontrados nos principais componentes de reatores nucleares: no vaso de
pressão do reator, geradores de vapor e pressurizador. Sua utilização, nas usinas
inicialmente construídas, deveu-se ao fato de que estes materiais, de acordo com
estudos realizados e o nível de conhecimento na época, possuíam elevada resistência
17
mecânica, grande ductilidade e alta resistência à corrosão nas condições de operação das
centrais nucleares tipo PWR. Porém, após longo período de operação (da ordem de duas
décadas) em diversas usinas nucleares, em todo o mundo, observou-se que estas ligas
eram susceptíveis ao fenômeno de trincamento por corrosão sob tensão, nas condições
de operação dos circuitos primário e secundário destes reatores.
A susceptibilidade à corrosão sob tensão da Liga 600 é conhecida desde os anos
60, porém, somente nos anos 80 foram observadas as primeiras trincas induzidas por
corrosão sob tensão durante inspeções realizadas em geradores de vapor. Em 1991,
durante um teste hidrostático, se detectou uma fuga em um dos bocais de
instrumentação do reator Bugey 3 (França), associada a uma trinca axial iniciada na
região da solda entre o bocal e a tampa do vaso deste reator. A possibilidade de fuga da
água de refrigeração no reator Bugey 3 foi o início de um problema que tomou novo
vulto com a primeira detecção de trincas circunferenciais em Oconee 3 (Estados Unidos
da América em 1994) e com o incidente de Davis Besse 1 (Estados Unidos da América
em 2002) onde ocorreu a fuga de água do circuito primário devido a uma corrosão na
tampa do reator. Desde então, um número significativo de incidentes adicionais
(detecção de trincas por ensaios não destrutivos ou fugas) tem sido registrados no
circuito primário de diferentes reatores, causados aparentemente pela CST das ligas 82
e/ou 182 [3].
Apesar do considerável esforço que se tem realizado no estudo deste tipo de
degradação, não existe consenso sobre o mecanismo mais adequado para explicar esta
susceptibilidade da Liga 600, frente à corrosão sob tensão, em ambiente de reator
nuclear. Tem-se, entretanto, um consenso de que uma série de fatores deve ser
considerada quando se avalia a corrosão sob tensão nas ligas de níquel submetidas aos
meios aquosos existentes nos circuitos primário e secundário dos reatores PWR. Dentre
eles pode-se citar: a temperatura de operação, a microestrutura do material,
concentração de hidrogênio e pH do meio, o trabalho a frio, a magnitude da tensão
aplicada ou residual, etc.
No Brasil existem duas usinas nucleares em operação, Angra 1 e Angra 2, com
capacidade de geração de 657MW e 1350MW, respectivamente. Angra 1, a primeira
usina nuclear brasileira, entrou em operação comercial em 1985.
Angra 1, projetada pela Westhinghouse, possui um grande número de soldas em
importantes componentes como o vaso de pressão, o gerador de vapor e o pressurizador,
18
confeccionadas com as ligas 182 e 82 que potencialmente são susceptíveis ao
trincamento por corrosão sob tensão. Tais soldas, denominadas dissimilares, são
comumente utilizadas para ligar tubulações de aço inoxidável aos componentes
fabricados em aço de baixa liga.
Este trabalho foi realizado no sentido de contribuir para um melhor
entendimento da correlação dos fatores metalúrgicos provenientes da soldagem
dissimilar e da maior susceptibilidade ao trincamento por CST da liga 182 em relação à
liga 82. Tem como objetivo específico estudar o efeito da variação no aporte térmico de
soldagem, afetando as condições de solidificação da poça de fusão, sobre o fenômeno
de corrosão sob tensão no metal de adição da junta, em um ambiente similar ao do
circuito primário de um reator PWR. Os testes foram realizados em uma junta dissimilar
reproduzida para se assemelhar às existentes no bocal do pressurizador de Angra 1.
Os parâmetros de soldagem foram definidos pela revisão da literatura disponível,
através de discussões técnicas com especialistas da Eletronuclear e pela elaboração e
qualificação de um procedimento de soldagem, onde se procurou aproximar das reais
condições de soldagem dos bocais originais, cuja situação real apresenta uma união
soldada composta de safe end (peça intermediária) de aço inoxidável soldada ao bocal
de aço de baixa liga, amanteigado com a liga 82 e o enchimento com o metal de adição
na liga 182. Foram produzidas três juntas distintas variando-se o aporte térmico.
No capítulo 2 deste trabalho, está apresentada uma Revisão Bibliográfica que
tem por objetivo evidenciar, de forma sucinta, as informações colhidas na bibliografia
nacional e internacional consultada, abrangendo, além do assunto corrosão sob tensão,
aspectos relativos aos ensaios, materiais e processos e análises realizadas.
No capítulo 3, está apresentada a metodologia adotada para execução dos
experimentos, os equipamentos de teste, a obtenção das amostras, sua identificação, o
detalhamento dos materiais utilizados.
No capítulo 4 tem-se a discussão dos resultados obtidos.
No capítulo 5 estão apresentadas as conclusões do trabalho.
No capítulo 6 estão apresentadas as contribuições originais deste trabalho.
No capítulo 7 estão apresentadas as sugestões para trabalhos futuros
relacionados ao tema estudado.
19
2-REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
O objetivo desta revisão é apresentar de forma sucinta uma síntese da
bibliografia consultada, evidenciando os principais aspectos do conhecimento em
relação às Usinas Nucleares do tipo PWR, os materiais e processos utilizados na sua
fabricação: os aços de baixa liga, os aços inoxidáveis austeníticos, a Liga NiCrFe
(INCONEL® 600 e seus metais de adição 82 e 182). Serão apresentados os processos
de união por soldagem dissimilar utilizados na construção e manutenção destas usinas e
também o aporte térmico e as condições de solidificação do metal de solda. Será
abordado o fenômeno de trincamento por corrosão sob tensão, que tem ocorrido, mais
pronunciadamente, nestas juntas soldadas, bem como, os ensaios que avaliam a
susceptibilidade dos materiais ao processo de corrosão sob tensão.
2.1-Reatores Nucleares
2.1.1–Usinas Nucleares no Brasil
A Central Nuclear Almirante Álvaro Alberto, no municipio de Angra dos Reis -
Rio de Janeiro, atualmente opera as usinas Angra 1 e Angra 2, com capacidade de
geração de 657MW e 1350MW, respectivamente. Angra 3, uma réplica de Angra 2,
deverá entrar em operação nos próximos anos e irá incorporar os avanços tecnológicos
ocorridos após a construção de Angra 2 e está prevista para gerar 1350MW. Angra 1 a
primeira usina nuclear brasileira, opera com um reator do tipo PWR que é o tipo mais
utilizado no mundo. Desde 1985, quando entrou em operação comercial, Angra 1 gera
energia suficiente para suprir uma cidade com 1 milhão de habitantes. Esta primeira
usina nuclear foi adquirida sob a forma de “turn key”, como um pacote fechado, que
não previa transferência de tecnologia por parte dos fornecedores. No entanto, a
experiência acumulada pela Eletronuclear em todos esses anos de operação comercial,
com indicadores de eficiência que superam os de muitas usinas similares, permite que a
empresa tenha, hoje, a capacidade de realizar um programa contínuo de melhoria
tecnológica e incorporar os mais recentes avanços da indústria nuclear. Por exemplo,
realizar a troca de dois dos principais equipamentos de Angra 1, os geradores de vapor.
20
Com esses novos equipamentos, a vida útil de Angra 1 se prolongará e a usina estará
apta a gerar mais energia para o Brasil por mais tempo. Angra 2, cuja construção e
operação ocorreu conjuntamente à transferência de tecnologia para o país, levou
também o Brasil a um desenvolvimento tecnológico próprio, que resultou no domínio
sobre, praticamente, todas as etapas da fabricação do combustível nuclear. Angra 2
opera também com um reator PWR [1].
2.1.2- Reatores de Fissão Nuclear
A reação de fissão nuclear é provocada quando um núcleo atômico, após
absorver um nêutron (partícula nuclear sem carga elétrica), divide-se em dois ou mais
fragmentos, com liberação de energia. Se esse fenômeno ocorrer descontroladamente
dará origem à explosão atômica. Quando realizado no interior de um reator, contudo,
pode ser controlado para fornecer energia térmica em grande quantidade para acionar
geradores de energia elétrica. O elemento químico mais comumente é empregado o
isótopo 235 do urânio. Os núcleos dos átomos de urânio de ocorrência natural
apresentam-se em dois tipos ou isótopos: O isótopo 238, encontrado em 99,3% dos
minérios de urânio e o isótopo 235, que ocorre em apenas 0,7% dos casos. Este último é
o combustível mais usual dos reatores. De modo geral, o nêutron tem uma probabilidade
muito maior de interagir com um núcleo de
235
U quando sua velocidade é mais baixa.
Por essa razão, os reatores empregam um moderador, para atenuar a velocidade dos
nêutrons emitidos pela fissão do átomo
235
U. Tal atenuação ocorre porque os nêutrons
perdem sua energia de movimento, cedendo-a aos núcleos moderadores, à medida que
se chocam com esses. A transferência de energia cinética é tanto mais efetiva quanto
mais leve forem os núcleos moderadores. O melhor moderador é a água "pesada"
(contendo átomos de deutério, um isótopo de hidrogênio, em vez de hidrogênio natural),
seguida pela grafite pura (cuja massa atômica é aproximadamente igual a doze vezes a
do nêutron). A água comum também pode ser usada como moderador, mas nesse caso, é
necessário que o urânio utilizado contenha no mínimo 3,2% de isótopos 235 [1].
O vaso de pressão do reator, que é a parte mais importante, geralmente tem
forma cilíndrica. Ele contém um moderador, no qual estão imersas as varetas, de 1 cm
de diâmetro e cerca de 6 m de comprimento na maioria das configurações. As barras de
controle servem para regular a potência do reator. Quando elas são inseridas entre as
21
varetas de urânio, grande quantidade de nêutrons é absorvida, o que interrompe as
reações em cadeia em um reator PWR. A água do núcleo do reator circula sob pressão.
A temperatura dessa água tende a aumentar, continuamente, devido à energia liberada
na fissão. O que impede esse aumento é a transferência de calor a outro circuito, no qual
é produzido vapor de água a alta temperatura. O vapor aciona uma turbina acoplada a
um gerador, que produz energia elétrica [1].
Existem diversos tipos de reatores de fissão para a produção de energia elétrica,
os mais utilizados no Ocidente são os que empregam água comum, seja para o
moderamento dos nêutrons, seja para o resfriamento do núcleo do reator, denominados
PWR (reator de água pressurizada) e BWR (reator de água fervente) que estão
ilustrados nas FIG. 1 e 2 [2].
Figura 1 – Representação esquemática do sistema PWR.
Figura 2 – Representação esquemática do sistema BWR.
22
Os parâmetros operacionais das usinas nucleares que operam com reatores do
tipo PWR podem ser sumarizados da seguinte forma: a pressão de projeto é de 12,5 a
15,5 MPa e a temperatura máxima da água é inferior a 330
o
C [3]. Do ponto de vista da
integridade dos materiais e componentes, a pressão contribui para a fadiga dos materiais
devido a variações nas condições operacionais. A temperatura favorece ao
envelhecimento e à fluência.
A composição química da água do circuito primário deve garantir [3]:
-Minimização da taxa de remoção de metal estrutural (redução de espessura).
-Evitar a corrosão seletiva.
-Evitar incrustação em superfícies de troca de calor.
-Suprimir a formação de oxigênio por radiólise da água.
Para circuitos primários em reatores do tipo PWR a composição química da água deve
seguir os valores definidos na TAB. 1 [3].
Tabela1- Composição química da água para circuitos primários de reatores do tipo PWR.
Parâmetros de Controle
Valores
Cloretos
<50 ppb
Fluoretos
<50ppb
Lítio
2,2 a 2,4 ppm
Boro
1000 a 1200ppm
Hidrogênio
25 – 50 cm
3
/kg de H
2
O
Oxigênio dissolvido
<5ppb
PH
6,9 a 7,4
23
2.2- Estrutura Metálica em Usinas Nucleares
2.2.1-Materiais utilizados em reatores PWR
Nas centrais nucleares fabricadas nas décadas de 70 e 80, empregando projetos
da Westinghouse, a estrutura metálica dos vasos de pressão de um reator PWR
fabricada em aço de baixa liga (ASTM A508 G2 ou G3) é revestida internamente com
aço inoxidável. As tubulações de circulação da água pressurizada são fabricadas em
aços inoxidáveis austeníticos, geralmente, em aço AISI 316L e, para as soldas
dissimilares são utilizadas as ligas austeníticas à base de Ni, Cr e Fe, especificamente,
os metais de adição da liga INCONEL® 600, ou seja, as ligas 82 e 182. Estes materiais
oferecem uma combinação adequada de propriedades mecânicas, tenacidade à fratura e
excelente compatibilidade entre os diferentes materiais além de elevada resistência à
corrosão[4].
Entretanto, incidentes detectados em diversos reatores do tipo PWR, em todo o
mundo, evidenciaram a susceptibilidade destas ligas ao fenômeno de corrosão sob
tensão (CST) tornando premente uma ampliação dos conhecimentos a respeito destes
materiais [4].
Aço de Baixa Liga ASTM A 508
Esta especificação engloba os aços de baixa liga, produzidos em fornos elétricos,
com tratamento do metal líquido em vácuo para eliminação de gases, principalmente o
hidrogênio. Após solidificação os lingotes são forjados e posteriormente são submetidos
aos tratamentos térmicos de têmpera e revenimento. Estes materiais são utilizados em
reatores nucleares, especificamente em carcaças, flanges, suportes, tubos, anéis e partes
similares. De acordo com a norma ASTM A 508, todos os graus especificados são
considerados soldáveis, desde que em condições adequadas.
A tabela 2 apresenta a composição química especificada para o aço definido pela
norma ASTM A 508 G3.
24
Tabela 2 - Limites de Composição química conforme ASTM A 508
Elemento
Grau 3
Carbono
0,25% max
Manganês
1,20 a 1,50%
Fósforo
0,025% max
Enxofre
0,025% max
Silício
0,40%max
Níquel
0,40 a 1,00%
Cromo
0,25%max
Molibdênio
0,45 a 0,60%
Vanádio
0,05% max
As dez ligas especificadas pela norma ASTM A 508 são ligas de Ferro e
Carbono com teores de carbono geralmente inferiores a 0,35% e com teores de
elementos de liga entre 1% e 5%. Sua microestrutura à temperatura ambiente é de ferrita
e perlita no estado recozido. No estado temperado e revenido, conforme microestrutura
mostrada na FIG.3 é composta de martensita revenida e outros produtos de
transformação da austenita.
Figura 3 – Microestrutura do aço ASTM A 508 Gr 3, no estado temperado e revenido.
Os aços estruturais constituem a mais importante categoria de materiais
metálicos utilizada na construção de máquinas, equipamentos, estruturas, veículos e
componentes diversos de sistemas mecânicos. Sua classificação pode ser feita segundo
critérios tais como: tipo de processamento, teor de carbono e forma de obtenção dentre
outras. As propriedades mecânicas destes aços dependem basicamente do teor de
25
carbono e da microestrutura. A microestrutura é formada em função dos tratamentos
térmicos e mecânicos aplicados. Os aços de baixa liga apresentam grande capacidade de
formação de microestrutura martensítica, portanto, são utilizados quase sempre na
condição de temperados e revenidos com a microestrutura composta de martensita
revenida [5].
Os aços de baixa liga apresentam elevada resistência ao fenômeno de corrosão
sob tensão, em regime estacionário de operação, nos circuitos primários de reatores
PWR e BWR [6].
A FIG.4 ilustra a variação da Dureza, determinada na escala Rockwell C, em
função da microestrutura e do teor de carbono para aços com diferentes microestruturas
[7].
Figura 4 - Gráfico ilustrando a variação da Dureza HRC em função do teor de carbono e da
microestrutura presente nos aços.
A soldabilidade dos aços ao carbono e de baixa liga pode ser avaliada pelo valor
do carbono equivalente (C
eq
) do material. A equação mais comum para determinação do
carbono equivalente destes aços é a apresentada pelo IIW – International Institute of
Welding [1988].
C
eq
= %C +1/6(%Mn) +1/15(%Ni + %Cu) +1/5(%Cr + %Mo +%V) EQ. 1
Se o carbono equivalente for superior a 0,30% o aço já necessitará pré-
aquecimento para soldagem. Abaixo deste valor pode-se soldar sem o pré-aquecimento.
Conforme mostrado na TAB.3 [8].
26
Tabela 3- C
eq
X Temperatura de pré-aquecimento.
Carbono Equivalente C
eq
(%)
Temperatura de Pré-aquecimento (
o
C)
< 0,30
Opcional
0,31 a 0,45
100 a 200
0,45 a 0,60
200 a 250
>0,60
250 a 300
Aços Especiais
~300
Aços Inoxidáveis Austeníticos Classe AISI 316L
Os aços inoxidáveis podem ser classificados em comuns e especiais. Os comuns
são: os martensíticos, os ferríticos e os austeníticos e os especiais são: os endurecíveis
por precipitação e os duplex [9].
Os aços inoxidáveis comuns são classificados de acordo com sua composição
química pela American Iron and Steel Institute (AISI) recebendo designações por séries
2XX (Cr-Ni-Mn), 3XX (Cr-Ni) e 4XX (Cr) [10].
Os aços inoxidáveis austeníticos AISI 316L são ligas de ferro, carbono, cromo,
níquel e molibdênio, resistentes à corrosão e oxidação, cuja composição química média
é C=0.03% max, Mn=2% max, Cr=17%, Ni=12%, Mo=2.5% e um teor de ferro
superior a qualquer outro elemento em particular. Outros elementos também são
adicionados para garantir propriedades tais como: resistência ao calor, tenacidade,
capacidade de deformação, resistência mecânica, etc. A resistência à corrosão é
decorrente da existência de uma camada de óxido, rica em cromo, formada naturalmente
na superfície do aço de reduzida espessura (1 a 5 ηm), grande aderência e estabilidade
química [9].
Os aços austeníticos são baseados no sistema ternário ferro-cromo-níquel e
contêm um teor total de cromo, níquel, manganês e silício acima de 25% em peso, com
conteúdo de cromo geralmente acima de 16%. A austenita tem uma estrutura cristalina
cúbica de face centrada, é não-magnética e consiste de uma solução sólida de carbono,
cromo, níquel e outros elementos no ferro gama (γ). Estes aços são, em geral,
totalmente austeníticos, embora alguma ferrita possa ficar retida na estrutura. Estes aços
27
não podem ser endurecidos por tratamento térmico, porém são facilmente encruáveis,
isto é, podem ser endurecidos por deformação plástica a frio [9].
Os elementos de liga presentes nos aços inoxidáveis têm importância
fundamental no comportamento destes aços no que se refere à resistência à corrosão e
demais propriedades:
Cromo: é o elemento fundamental dos aços inoxidáveis, é alfagêneo, isto é, aumenta o
campo de existência do ferro α.
A resistência à corrosão dos aços inoxidáveis deve-se principalmente à presença do
cromo que é o principal elemento formador da camada protetora na superfície do metal.
Níquel: é um elemento gamagêneo, isto é, aumenta o campo de existência do ferro γ.
Sua presença modifica a estrutura do aço permitindo obter ligas dotadas de melhores
características de ductilidade, resistência ao calor, resistência ao frio e soldabilidade,
além de melhorar a resistência à corrosão.
Carbono: é também um elemento gamagêneo. Participa da formação de carbonetos e é
responsável pelo endurecimento, no caso dos aços martensíticos.
Silício: é um elemento alfagêneo, melhora a resistência dos aços inoxidáveis em
atmosferas oxidantes quentes e é adicionado, em geral, como elemento desoxidante em
concentrações de até 1% em peso. O silício também melhora a fluidez do metal líquido
que tem importante implicação na soldagem e fundição.
Molibdênio: influi sobre a passividade e a resistência química dos aços inoxidáveis em
meios onde o cromo é menos efetivo, é alfagêneo.
Manganês: é também um forte estabilizador de ferro gama.
Nitrogênio: atua de forma similar ao carbono, é gamagêneo.
Titânio e Nióbio: são alfagêneos e, devido à grande avidez pelo carbono, são
adicionados com a finalidade de impedir a formação de carbonetos de cromo.
Enxofre, Selênio e Fósforo: quando são adicionados objetivam melhorar a
usinabilidade.
As propriedades físicas, mecânicas e a microestrutura dos aços inoxidáveis são
função do modo de resfriamento, da composição química e dos tratamentos térmicos e
mecânicos realizados.
A FIG. 5 mostra o aspecto típico da microestrutura do aço austenítico apresentando uma
microestrutura predominantemente austenítica no estado solubilizado.
28
Figura 5 – Microestrutura do aço inoxidável austenítico com austenita poligonal e alguma ferrita delta.
Os aços inoxidáveis austeníticos não são magnéticos. Deve ser observado, no
entanto, que quando esses aços sofrem deformação a frio podem se tornar magnéticos.
Os aços inoxidáveis austeníticos possuem melhor ductilidade que os aços ao carbono e
aços de baixa liga; sua tenacidade à fratura em temperaturas criogênicas é excelente.
Também possuem melhor resistência mecânica em relação aos aços carbono e baixa
liga em temperaturas acima de 540
o
C [9].
As propriedades mecânicas podem variar em função dos diferentes tipos de aço
inoxidável. Os austeníticos são caracterizados pela grande capacidade de deformação
plástica a frio (ductilidade) e baixo limite de resistência à tração (Lr). Cada família de
aço inoxidável requer diferentes considerações sobre soldabilidade por causa do
comportamento variado das transformações de fase, durante o resfriamento desde a
solidificação até a temperatura ambiente.
Nem sempre um metal de adição com composição muito próxima à do metal de
base é a melhor escolha a ser feita, do ponto de vista das características finais, dentre as
principais características a serem consideradas, podem ser citadas [9]:
a - Resistência à Corrosão: neste caso, os metais de adição devem ter no mínimo o
conteúdo do metal de base em termos de elementos específicos, tais como cromo, níquel
e molibdênio.
b - Resistência ao Trincamento à quente, no caso de aços austeníticos.
Os aços inoxidáveis podem ser soldados, pela maioria dos processos de
soldagem, com algumas restrições. Os processos de soldagem a arco para união destes
aços devem possuir algum tipo de proteção para que o metal líquido na poça de fusão
50µm
29
não sofra os efeitos da atmosfera. Usualmente os processos mais empregados são o
GTAW (TIG), o SMAW (Eletrodo Revestido) e o GMAW (MIG/MAG).
Existem basicamente dois grupos de elementos de liga presentes nos aços
inoxidáveis, os que estabilizam a estrutura ferrítica (Cr, Si, Mo, Ti e Nb) e os que
estabilizam a estrutura austenítica (Ni, C, N e Mn). Os elementos de liga com
características semelhantes podem ser agrupados como: Cromo Equivalentes (Cr
eq
) e
Níquel Equivalentes (Ni
eq
) e a sua influência combinada pode ser apresentada em
diagramas constitucionais empíricos, largamente utilizados na elaboração dos
procedimentos de soldagem dos aços inoxidáveis. Dentre estes, o mais conhecido e
muito aplicado até hoje, é o diagrama de Schaeffler elaborado na década de 40 [11].
Este diagrama [12] é apresentado na FIG. 6 e é utilizado para identificar as
microestruturas presentes na zona fundida.
Figura 6- Diagrama de Schaeffler
Trincas a quente são, provavelmente, um dos maiores problemas de soldagem,
no que diz respeito a defeitos, nas soldas dos aços inoxidáveis austeníticos. Estas trincas
são provenientes da segregação de filmes líquidos de baixo ponto de fusão nos
contornos de grãos durante o último estágio de solidificação. Se suficientes tensões são
geradas, antes do final de solidificação, estes contornos de grãos serão separados por
trincas [13].
Estudos têm demonstrado o efeito benéfico da ferrita no sentido de reduzir a
fragilização a quente na soldagem dos aços austeníticos, porém com pouco
detalhamento de composição exata da liga ou da microestrutura resultante da solda [13].
30
Como já é de conhecimento que aços inoxidáveis totalmente austeníticos, região
austenítica do diagrama de Schaeffler, são mais susceptíveis à formação de trincas a
quente, convencionalmente recomenda-se que o metal de solda contenha cerca de 5% de
ferrita para se prevenir contra a fissuração a quente [14].
No caso dos demais aços inoxidáveis o trincamento a frio é um dos principais
problemas, que devido à possibilidade da formação de martensita na zona termicamente
afetada, podem ser fragilizados pelo hidrogênio.
A Liga 600
A Liga 600 é um material para aplicações que necessitem resistência à corrosão
em temperaturas elevadas. A liga apresenta propriedades mecânicas adequadas ao
trabalho em temperaturas mais elevadas e uma combinação de alta resistência mecânica
e boa trabalhabilidade. Uma das primeiras representantes da família de ligas a base de
níquel é a Liga 600, que é uma liga austenítica (CFC), contendo, em média, 76% Ni,
15% Cr, 8% Fe e adições menores de outros elementos. Por conter tão alto teor de
níquel, esta liga tem baixa solubilidade para o carbono. Assim, ao ser exposta a
temperaturas entre 813 e 1253 K, o carbono excessivo poderá se precipitar como
carbonetos de cromo, dependendo da temperatura e do tempo de exposição, tanto nos
grãos quanto, predominantemente, nos contornos dos grãos. Do ponto de vista prático
da Engenharia, a característica física mais importante desta liga é, provavelmente, sua
estabilidade dimensional e isto se deve à sua microestrutura estável [15].
Os limites de composição química para a Liga 600 estão apresentados na TAB.4
[15], as suas características mecânicas e propriedades físicas estão apresentadas na
TAB.5 [16].
Tabela 4 – Limites de Composição Química da liga 600 (%)
Níquel
72,0 min
Cromo
14,0-17,0
Ferro
6,00-10,00
Carbono
0,15 max
Manganês
1,00 max
Enxofre
0,015 max
Silício
0,50 max
Cobre
0,50 max
31
Tabela 5– Quadro geral de propriedades da Liga 600.
Densidade
8,42g/cm3
Calor específico (0-100 ºC)
460j/kg-K
Condutividade térmica (W/m-ºK)
14,8 (21 ºC) e 22,5 (538 ºC)
Módulo de elasticidade, E(21ºC)
211 GPa
Propriedades mecânicas
T (ºC)
Lr (MPa)
Le (MPa)
A (%)
-110
734
292
64
21
640
255
45
316
624
213
46
538
579
197
47
760
190
117
46
982
52
28
118
Resistência ao impacto
T (ºC)
EAI (j)
-73
244
21
156
A Liga 600 e seus metais de adição ligas 182 e 82 não são endurecíveis por
precipitação, nem por transformação austenita-martensita via tratamentos térmicos,
podendo ser endurecidas apenas pelo trabalho a frio [17].
O elevado teor de níquel confere à liga alta resistência à corrosão em meios
orgânicos e meios inorgânicos, tornando-a, a princípio, resistente ao processo de
corrosão sob tensão em meios contendo íons cloreto. O cromo confere resistência aos
compostos de enxofre e também melhora a resistência a oxidação em altas temperaturas
e/ou em meios corrosivos. A versatilidade da Liga 600 permite seu uso numa variedade
de aplicações em temperaturas sub-zero até temperaturas acima de 1095°C [15].
A Liga 600 quando submetida ao calor, dependendo da temperatura e do tempo,
sofre sensitização ou precipitação de carbonetos/nitretos de cromo, preferencialmente
nos contornos de grão, provocando a formação de regiões empobrecidas em cromo ou
sensitizadas, de forma semelhante ao que se observa nos aços inoxidáveis austeníticos.
Dessa forma, a insuficiência de cromo nessas regiões inviabiliza a formação de uma
película passiva protetora, tornando o material suscetível à corrosão intergranular. É
possível, contudo, que a própria dissolução dos carbonetos e de impurezas segregadas
nos contornos de grão possam também interferir no ataque intergranular [15].
A liga 600 e seus metais de solda são susceptíveis ao fenômeno de corrosão sob
tensão (CST), em circuitos primários de reatores do tipo PWR, mesmo quando o nível
de tensão total for próximo ou inferior ao limite de escoamento do material [17].
32
Experiências de campo e resultados de pesquisas mostram que a resistência à
CST da Liga 600 é aumentada quando os contornos de grão são cobertos com
carbonetos contínuos ou semi-contínuos. Por exemplo, o tempo de iniciação de uma
trinca aumenta em um fator de 5 (cinco) quando os contornos de grão são cobertos de 0
para 100 %. Essa formação de carbonetos depende do tratamento térmico (temperatura e
tempo), concentração de carbono e do tamanho do grão [18].
A Liga 600 possui classificação específica quando se trata de metais de adição
para soldagem, a Liga 82 é disponível em forma de vareta para adição em processos de
soldagem GTAW (AWS A5.14 ENiCr-3) e a liga 182 é fornecida como eletrodo
revestido (AWS A5.11 ENiCrFe-3). A TAB.6 [15] apresenta seus limites de
composição química.
Tabela 6 – Limites de composição química das ligas 82 e 182
Elemento
Liga 82
Liga 182
Ni
67,0min
59,0min
C
0,1max
0,1max
Mn
2,5/3,5
5,0/9,5
Fe
3,0max
10,0max
S
0,015max
0,015max
Cu
0,5max
0,5max
Cr
18,0/22,0
13,0/17,0
Ti
0,75max
1,0max
Nb
2,0/3,0
1,0/2,5
P
0,03max
0,03max
Si
0,015max
0,015max
A FIG. 7 apresenta as microestruturas típicas para ambos os metais de adição, ligas 182
e 82.
33
Figura 7 – Microestrutura característica dos metais de solda depositados (A) Liga 182 e (B) Liga 82,
composta de dendritas de austenita, precipitados inter/intragranulares e inclusões.
As ligas 82 e 182 se cristalizam no sistema cúbico de faces centradas e não
sofrem transformações alotrópicas. Estes metais depositados apresentam uma estrutura
composta de uma matriz austenítica e uma segunda fase predominante de carbonetos
precipitados do tipo MC e M
23
C
6
, e outra fase, de menor tamanho, podendo ser de
nitretos de titânio, carbonetos de titânio ou carbonitretos precipitados tanto intergranular
quanto intragranular [17].
As microestruturas de ambas as ligas são similares, caracterizadas por células de
solidificação que se posicionam na direção do fluxo de calor da solda. Estas consistem
de dendritas de austenita, com contornos de grão aleatórios ou de alto ângulo separando
colônias com orientações similares.
A microquímica e a orientação do contorno de grão no metal de solda, bem
como os conteúdos de S, P, Si, Cr e o grau de estabilização (%Nb + %Ti) versus %C
A
B
34
são fatores do material que podem afetar o comportamento à CST da liga 182. A
segregação de S e Si no contorno do grão afeta a dissolução anódica e a repassivação
resultando na decoesão e enfraquecimento do contorno de grão. Contornos de grão de
alto ângulo são mais susceptíveis à segregação e precipitação enquanto contornos de
grão de baixo ângulo não o são [21].
2.2.2- Processos de Soldagem em Centrais Nucleares
A união ou soldagem entre dois diferentes materiais, denominada de soldagem
dissimilar é o processo aplicado na união de tubulações em aços inoxidáveis com as
estruturas em aços de baixa liga dos diversos vasos de pressão existentes em uma
central nuclear (reator, gerador de vapor e pressurizador).
A quantidade de Centrais Nucleares oriundas de diversos fabricantes resulta em
um elevado número de soldagens dissimilares apresentando diferentes configurações.
Uma avaliação em dezesseis reatores dos tipos PWR e BWR, nos Estados Unidos,
identificou quinze configurações típicas de soldagens dissimilares e também dez tipos
de juntas [4].
A TAB. 7 [4] mostra o número total de soldas dissimilares em serviço, unindo
aços de baixa liga a tubulações em aço inoxidável, nos reatores do tipo PWR na França
em 1993.
Tabela 7 – Total de soldas dissimilares em função da potência das centrais nucleares PWR na França.
Na FIG. 8 está apresentado um esquema evidenciando, em um reator PWR, as
regiões com juntas dissimilares [22].
35
Figura 8– Representação de um reator do tipo PWR indicando regiões com juntas dissimilares.
Soldas Dissimilares em Reatores Nucleares
A soldagem dissimilar é um processo de união de metais diferentes e pode ser
aplicada, por exemplo, na união de aços inoxidáveis com aços de baixa liga. As
características das juntas dissimilares dependem de uma série de fatores, incluindo o
tipo de aplicação, os materiais usados e o procedimento de soldagem.
É usual em usinas nucleares, tipo PWR adotarem-se um ou mais dos métodos a seguir:
[4]
-soldagem direta dos dois materiais,
-soldagem dos dois materiais após o amanteigamento de um deles e,
-uso de uma peça intermediária entre os dois materiais.
Um método considerado adequado, em termos de aplicação prática, é a
utilização de uma camada de amanteigamento sobre o aço de baixa liga seguido de
alívio de tensões e usinagem do chanfro. Isto permite que o componente seja tratado
termicamente para eliminar tensões residuais, decorrentes da operação de
amanteigamento, além disso, permite que o componente seja preparado para a
montagem final fora do local de utilização definitiva. Em seguida faz-se o enchimento
da junta aço inoxidável/camada amanteigada. Esta configuração minimiza a necessidade
de aliviar novamente as tensões no aço de baixa liga após o processo de soldagem com
as tubulações, evitando-se assim expor o material do aço inoxidável à temperaturas
onde o mesmo poderia tornar-se sensitizado, criando-se áreas com maior potencial de
corrosão [4].
36
Os eventos de vazamento nos circuitos primários dos reatores decorrentes de
trincas por corrosão sob tensão ocorreram exatamente nas juntas dissimilares de bocais
de acesso aos vasos de pressão [4].
Em geral as soldagens dissimilares nos circuitos dos reatores PWR são feitas em
três etapas [4]:
-Na primeira etapa é aplicado um amanteigamento utilizando-se o processo TIG, com
no mínimo duas camadas depositadas, sobre o aço de baixa liga. A espessura típica da
camada final de amanteigamento varia entre 5mm e 8mm. Nesta camada utiliza-se um
metal de solda de alto teor de níquel para compensar a diluição resultante da difusão
para o metal de base.
-A segunda etapa consiste de um tratamento térmico para o alívio das tensões geradas
pelo amanteigamento seguido da usinagem da superfície amanteigada para obtenção do
perfil do chanfro.
-Na terceira etapa executa-se o enchimento final da junta pelo processo manual com
eletrodo revestido, podendo ser seguido ou não de um tratamento térmico.
A FIG.9 apresenta um esquema ilustrativo de um bocal do pressurizador que é
soldado à estrutura do vaso de pressão e apresenta o diâmetro de saída igual ao da
tubulação a ser soldada, neste exemplo há uma peça intermediária “safe end”, trata-se
de uma peça fundida em aço ASTM A 351 CF8M que é o correspondente fundido da
especificação do aço AISI 316 L. Toda a superfície interna do vaso de pressão é
revestida com aço inoxidável austenítico.
Figura 9 – Esquema ilustrativo da forma construtiva de um bocal de acesso ao vaso do pressurizador.[42]
Safe end – Aço
ASTM A 351
37
Processo GTAW
O processo de soldagem TIG ou Gas Tungsten Arc Welding (GTAW) é um
processo de soldagem a arco elétrico que utiliza um arco entre um eletrodo não
consumível de tungstênio e a poça de fusão como mostrado na FIG.10 [23].
Este processo é considerado um processo que permite um melhor controle de
arco garantindo-se assim uma solda de melhor qualidade do ponto de vista de sanidade,
ou seja, um aporte térmico controlado com menor afetamento térmico do metal de base,
uma poça de fusão onde se pode controlar a diluição e a taxa de deposição e,
conseqüentemente, menor incidência de defeitos. Em soldas das estruturas de reatores
nucleares, há necessidade de se obter soldas de elevado nível de sanidade e
estanqueidade, desta forma, o processo GTAW se apresenta como um dos mais
adequados para utilizações em passes de raiz e amanteigamento [4].
A poça de soldagem, o eletrodo e parte do cordão são protegidos pelo gás de
proteção que é soprado pelo bocal da tocha. No processo, pode-se utilizar adição ou não
(solda autógena), e seu grande desenvolvimento deveu-se à necessidade de se obter
processos eficientes de soldagem para materiais de difícil soldabilidade, como o
alumínio e magnésio, notadamente na indústria da aviação no começo da Segunda
Guerra Mundial. Assim, com o seu aperfeiçoamento, surgiu um processo de alta
qualidade e relativo baixo custo, de uso em aplicações diversas, com inúmeras
vantagens [23].
Figura 10 – Esquema ilustrativo do Processo GTAW (TIG).
38
Soldagem ao Arco Elétrico com Eletrodo Revestido
A soldagem a arco com eletrodo revestido (SMAW) é um processo que produz a
coalescência entre metais pelo aquecimento destes com um arco elétrico estabelecido
entre um eletrodo metálico revestido e as peças que estão sendo unidas conforme
mostrado na FIG.11 [23].
Este processo permite uma maior flexibilidade do ponto de vista
operacional e um menor custo. Os eletrodos revestidos oferecem uma melhor condição
de acessibilidade ao chanfro na solda de filetes na posição plana e nas demais posições.
O eletrodo revestido consiste em uma vareta metálica, chamada “alma”, trefilada
ou fundida, que conduz a corrente elétrica e fornece metal de adição para o enchimento
da junta, e é recoberta por uma camada formada pela mistura de diferentes materiais,
que formam o “revestimento” do eletrodo [23].
Este revestimento tem diversas funções na soldagem, destacando-se:
- Estabilizar o arco; - Ajustar a composição química do cordão pela adição de elemento
de liga; - Reduzir a velocidade de solidificação, - Proteger a poça de fusão e o metal de
solda contra a contaminação pela atmosfera através da geração de gases e de uma
camada de escória, resultante da queima e/ou decomposição dos seus constituintes; -
Introduzir elementos de liga no depósito e desoxidar o metal de solda; - Facilitar a
soldagem em diversas posições de trabalho; - Constituir-se em isolante na soldagem de
chanfros estreitos ou de difícil acesso; - Conferir características operacionais, mecânicas
e metalúrgicas ao eletrodo e à solda. A possibilidade de inúmeras formulações para o
revestimento explica a principal característica deste processo, que é a sua grande
versatilidade em termos de ligas soldáveis, características operacionais e características
mecânicas e metalúrgicas do metal depositado. O custo relativamente baixo e a
simplicidade do equipamento necessário, comparados com outros processos, e a
possibilidade de uso em locais de difícil acesso ou abertos, sujeitos a ação de ventos,
são outras características importantes [23].
39
Fig 11 – Soldagem esquemática por eletrodo revestido
Aporte Térmico em Soldagem
Na soldagem ao arco elétrico com eletrodo revestido a energia é transferida ao
metal base através do arco elétrico. Durante a operação com o arco, tanto o metal base
quanto o metal de enchimento são fundidos para criar a solda. Esta fusão só é possível
porque uma quantidade suficiente de energia (transferida por unidade de tempo) é
fornecida ao sistema. O aporte térmico é definido como a quantidade de energia
transmitida por unidade de comprimento solda [24]. É uma característica importante
porque, da mesma forma que o pré-aquecimento e a temperatura entre passes, influencia
a taxa de resfriamento da poça de fusão, o que pode afetar as propriedades mecânicas e
a estrutura metalúrgica da solda e de sua ZTA. O aporte térmico é normalmente
calculado como a relação entre a potência (tensão x corrente) e a velocidade da fonte de
calor (arco) conforme EQ.2 [24]:
H
i
= 60 EI/S EQ. 2
onde,
H
i
= Aporte Térmico (J/mm)
E = Tensão (V)
I = Corrente (A)
S = Velocidade da fonte (mm/min)
40
A área transversal de uma solda é geralmente proporcional à quantidade de
aporte térmico. Isso faz sentido, porque, quanto mais energia é fornecida pelo arco, mais
material de enchimento e metal base será fundido por unidade de comprimento,
resultando em um cordão de solda maior. Um soldador com uma velocidade de
deslocamento rápida e outro com uma velocidade de deslocamento lenta, mantendo a
mesma tensão e corrente para ambos, a solda feita na velocidade mais lenta será maior
do que a mais rápida.
O efeito do aporte térmico na taxa de resfriamento é semelhante ao da
temperatura de preaquecimento. Tanto o aumento do aporte térmico quanto o aumento
da temperatura de preaquecimento, reduzem a taxa de resfriamento do cordão de solda.
Estas variáveis interagindo com outros fatores tais como a espessura do material, o calor
específico, a densidade e a condutividade térmica, influenciam a taxa de resfriamento. A
taxa de resfriamento é um fator metalúrgico primário que determina a macro e a micro
estrutura final do metal de solda [24].
Nos aços estruturais, variando-se o aporte térmico afetam-se as propriedades do
material na solda. À exceção da tenacidade à fratura, todas as propriedades mecânicas,
mostram uma relação monotônica com o aporte térmico, isto é, as propriedades
mecânicas só aumentam ou só diminuem com o aumento do aporte térmico. A
tenacidade à fratura, no entanto, aumenta ligeiramente e depois cai com o aumento do
aporte térmico. A mudança na tenacidade à fratura não é apenas ligada ao aporte
térmico, mas também é, significativamente, influenciada pelo tamanho do cordão de
solda. À medida que se aumenta o tamanho do grão, o que corresponde a um maior
aporte térmico, a tenacidade à fratura tende a diminuir. Em soldas de vários passes, uma
parcela do passe anterior é afetada, modificando suas propriedades, ou seja, o calor
gerado em cada passe afeta o seu anterior [24].
Solidificação do metal de solda
A conversão do metal líquido para o sólido se dá, usualmente, por um processo
de nucleação e depois de crescimento. A nucleação é um processo de agregação de
átomos que constitui a primeira aparição da nova fase. O crescimento é, evidentemente,
cada vez maior, contudo, este processo está sujeito a fatores que o favorecem ou não.
41
Uma dendrita colunar (braço primário) nucleada a partir de um metal de base
sólido vai crescer tanto para frente quanto lateralmente, seus braços secundários
formados geram mais braços primários, até que uma extensa série seja formada. Todos
estes braços devem ser paralelos, em termos de alinhamento interno, aos seus planos
atômicos. Deste modo, a solidificação dos braços entrelaçados com perfeição quase
atômica forma uma estrutura de um único cristal conhecida como grão. Um grão pode
consistir em milhares de dendritas em um pacote. Alternativamente, um grão pode
consistir de apenas de um único braço primário ou, no extremo, apenas um braço
isolado secundário.
A poça de fusão da solda (fase líquida) pode ser considerada como átomos em
movimento aleatório incessante. Em contraste, a fase sólida é um arranjo ordenado, ou
estrutura, de átomos dispostos em linhas e camadas. Átomos arranjados em retículos
constituem corpos sólidos denominados cristais. O conceito de retículo é que ele se
repete no espaço milhões de vezes em todas as direções. Reticulados macroscópicos são
freqüentemente vistos em soldas como cristais e possuem tamanhos de 1µm a 10 mm,
representando matrizes de até 10
8
átomos, na FIG.12 [19] está apresentado um esquema
ilustrativo do aspecto macrográfico de um metal solidificado, relacionando o tamanho
do grão à dendrita e ao espaçamento entre os braços. Na FIG.13 [19] estão apresentados
esquemas ilustrativos, em três dimensões, das dendritas, seus braços e as regiões de
segregação interdendríticas.
Na metalurgia dos materiais forjados, é o tamanho de grão, normalmente, é a
característica estrutural mais importante. A maioria dos livros de metalurgia enfatiza a
importância do tamanho de grão. Os tratamentos térmicos de homogeneização também
são dependentes do tempo (t) necessário para se difundir um soluto a uma distância (d),
se o coeficiente de difusão no sólido é D, então a ordem de magnitude da relação é EQ.
3 [19]:
d = (Dt)
1/2
EQ.3
Assim, menores tamanhos de grãos implicam em menores tempos de
homogeneização, ou melhor homogeneização em tempos semelhantes, tornando o metal
bruto de solidificação mais sensível ao tratamento térmico, proporcionando melhores
propriedades ou tratamentos mais rápidos.
Nos fundidos o tamanho do grão é controlado por um processo de nucleação e
crescimento, os primeiros braços dendríticos crescem com espaçamento muito pequeno
42
perto da ponta da dendrita. Conforme o tempo passa, há uma tendência da dendrita em
reduzir a sua energia de superfície, reduzindo sua área superficial. Assim, braços de
pequeno porte entram em solução enquanto braços maiores crescem às suas custas,
aumentando o espaçamento médio entre os braços. O tamanho do braço dendrítico é
controlado pelo tempo de solidificação [19].
Figura 12 – Esquema ilustrativo do aspecto macrográfico de um metal solidificado relacionando as
regiões segregadas, o tamanho do grão e as dendritas.
Figura 13 – Esquemas ilustrativos de etapas do processo de solidificação, em três dimensões, das
dendritas, seus braços e as regiões de segregação interdendríticas.
Últimas áreas a se
solidificarem
dentro da dendrita
Contornos de
Grãos de
Solidificação
43
Os limites formados entre os pacotes de orientações diferentes, provenientes de
diferentes eventos de nucleações, são conhecidos como contornos de grão. Por vezes,
estes são chamados de contorno de grão de alto ângulo para distingui-los dos contornos
de baixo ângulo que resultam de pequenas imperfeições na maneira como os braços
separados do pacote podem crescer ou sofrer ligeiros danos mecânicos, de modo que
seus reticulados se encontram de uma forma imperfeita, em ângulos pequenos, mas
finitos [20, 50, 51].
Quando ocorre solidificação de austenita primária, no caso da liga 182, a
microestrutura é completamente austenítica ao final da solidificação e continua
austenítica até o resfriamento a temperatura ambiente (solidificação tipo A), seu aspecto
metalográfico evidencia uma estrutura específica constituída de dendritas ou células de
solidificação [25]. Este aspecto é relativo à segregação (elementos químicos de baixa
difusividade e impurezas) ocorrida durante a solidificação da austenita primária.
Segundo Lippold [52], é importante entender a natureza dos contornos de grão
que são evidentes neste tipo de solidificação, no mínimo três tipos de contornos podem
ser observados metalograficamente após polimento e ataque e cuja ilustração
esquemática pode ser visualizada na FIG.14: - Contornos de Subgrãos de Solidificação,
- Contornos de Grãos de Solidificação e - Contornos de Grãos Migrados. Os contornos
de subgrãos de solidificação (CSS) caracterizam as regiões intradendríticas com
diferentes composições químicas, porém sua orientação cristalográfica é praticamente a
mesma, há uma pequena desorientação nestes contornos e são caracterizados
cristalograficamente como contornos de grão de baixo ângulo. Esta pequena
desorientação angular, próxima de zero, resulta do crescimento do subgrão durante a
solidificação, que ocorre ao longo da direção cristalográfica preferencial, neste caso, na
direção <100>. Os contornos de grãos de solidificação (CGS) resultam da interseção
entre os pacotes de dendritas quando do seu crescimento durante a solidificação. Por
apresentarem diferentes orientações de solidificação apresentam também diferentes
orientações cristalográficas resultando em contornos com alta desorientação angular.
Esses contornos são chamados de aleatórios ou de alto ângulo. Esta desorientação
proporciona o desenvolvimento de uma rede de discordâncias ao longo destes contornos
de grão que também exibem um fator composicional, resultado da redistribuição do
soluto durante a solidificação proporcionando altas concentrações de soluto e impurezas
nesta região (segregação). Os contornos de grãos migrados (CGM) se originam da
44
reorganização, em função do nível de energia, de contornos do tipo CGS, e se mantêm
com a mesma orientação cristalográfica de antes da migração. O mecanismo que dirige
esta migração é o mesmo do crescimento do grão, a redução do nível de energia no
contorno e que é possível em soldas com múltiplos passes.
Figura 14 – Ilustração esquemática dos tipos de contornos de grão observados na solidificação da
austenita primária.
45
2.3 - Corrosão Sob Tensão (CST)
Nos últimos 30 anos, a corrosão sob tensão (CST) tem sido observada nas soldas
envolvendo a Liga de Níquel 600 e seus metais de solda nos reatores à água
pressurizada [3]. Como esta liga sempre foi considerada de elevada resistência à
corrosão, em relação a um grande número de ambientes agressivos, além de apresentar
um coeficiente de expansão térmica, próximo ao dos aços de baixa liga, tornou-se
necessário um melhor entendimento deste fenômeno, pois a água dos circuitos
primários dos reatores é mantida em condições de reduzida agressividade do ponto de
vista químico.
O trincamento das ligas de níquel causado por corrosão sob tensão quando
submetidas ao ambiente do circuito primário de um reator PWR (primary water stress
corrosion cracking) tem sido um importante fator na administração e predição da vida
útil das usinas nucleares em todo o mundo. Este fenômeno é resultado do efeito
sinérgico do ambiente do reator, de um material com uma microestrutura susceptível e
da presença de tensão.
Dentre as condições para que ocorra o fenômeno de corrosão sob tensão pode-se
dizer que: [26].
-ocorre em meios específicos nos quais exista um balanço típico entre as taxas
de corrosão e repassivação,
-ocorre em materiais que apresentam um comportamento ativo-passivo,
-ocorre de modo frágil em materiais dúcteis,
-pode ocorrer em níveis de tensões abaixo do limite de escoamento do material.
O fenômeno de CST ocorre em materiais que apresentam boa resistência à
corrosão generalizada tais como ligas de níquel, aços inoxidáveis austeníticos, ligas de
alumínio, ligas de titânio, etc. A suscetibilidade à CST não é uma propriedade de um
material da mesma forma como são as propriedades mecânicas, mas pode ser um
indicativo importante na determinação da aplicabilidade de materiais metálicos. A
avaliação da CST é mais complexa do que a simples realização de uma série de ensaios
de determinação de propriedades mecânicas, pois três condições devem ser satisfeitas
simultaneamente: a presença de um meio corrosivo, uma liga susceptível e uma tensão
mecânica, preferencialmente, de tração; além de um tempo suficiente para que o
46
fenômeno ocorra. Estes três requisitos básicos estão representados, esquematicamente,
na FIG. 15.
Figura 15 – Condições para ocorrência do fenômeno da CST.
Duas reações eletroquímicas, reação anódica e reação catódica em conjunto com
tensões mecânicas de tração, dominam o processo de CST. A composição química do
meio afeta a reação catódica, incluindo pH e a presença de hidrogênio, a composição
química do metal e suas condições metalúrgicas determinam qual das reações parciais é
dominante. O processo anódico (corrosão por caminhos ativo-preferenciais) envolve a
dissolução do metal durante a iniciação e a propagação de trincas. O processo catódico
(fragilização pelo hidrogênio) envolve a deposição de hidrogênio em sítios catódicos na
superfície do metal ou nas laterais de uma trinca e sua subseqüente absorção para dentro
da rede metálica [27].
Na FIG. 16, estão representadas as influências relativas das forças impulsoras do
processo considerando-se os aspectos eletroquímicos e mecânicos. Inicialmente a tensão
não influencia significativamente no processo sendo então o meio quem desempenha
um papel preponderante. A ação do meio, embora predomine somente no início do
processo, está sempre presente. A preexistência de uma descontinuidade mecânica ou
trinca no metal tensionado altera o estágio de iniciação. Na FIG.16, A representa a etapa
de fragilização do filme de óxido; B corresponde à formação de pites de corrosão ou
trincas, favorecendo a concentração de tensões e, conseqüentemente, a nucleação da
trinca por CST; C representa o período de propagação da trinca em 2 ou 3 estágios, com
mudanças dependendo do fator de intensidade de tensão [27].
47
Figura 16 - Influência relativa de fatores mecânicos e eletroquímicos no processo de CST.
Os fatores que podem influenciar no fenômeno da CST podem ser
convenientemente divididos em: ambientais, materiais, mecânicos e de projeto. Os
efeitos ambientais na CST freqüentemente são apresentados na literatura simplesmente
em forma de listagem, onde são relacionadas combinações de sistemas material/meio
em que a CST tem sido observada. Recentemente, o número de tais combinações tem
aumentado. Este aumento no conhecimento de materiais susceptíveis pode ser atribuído
ao uso de novos ensaios, utilização de equipamentos de monitoração da propagação de
trincas, melhoria na instrumentação de controle eletroquímico e, talvez o mais
importante, o aumento do número de pesquisas neste campo nos últimos 20 a 30 anos.
As listas fornecidas na literatura, de sistemas material/meio susceptíveis ao
fenômeno de CST, podem ser úteis para a seleção de materiais em projetos de
engenharia, porém, deve-se considerar que as condições de serviço podem ser muito
diferentes das referidas nessas publicações. Isto porque a CST é dependente da
composição química da liga, da microestrutura, dos parâmetros de carregamento e de
fatores ambientais específicos, tais como: potencial eletroquímico, pH do meio, pressão
parcial de H
2
, temperatura, natureza de espécies presentes no meio, etc. [27].
Separadamente ou em combinação, as variáveis ambientais podem ter um efeito
pronunciado na termodinâmica e cinética dos processos eletroquímicos que controlam a
fratura em função do meio. A definição das condições do meio fornece uma importante
base para o desenvolvimento dos ensaios de CST acelerados a serem executados [27].
A B
Forças
impulsoras
Tempo
Fratura do CP
tensionado
Eletroquímica
Mecânica
CP sem tensão
Transição
Início da CST
Propagação CST
C
X
Estágio I
Estágio II
Estágio III
K ou J
T
m
n
h
o
d
e
t
r
i
n
c
a
P
r
o
f
u
n
d
i
d
a
d
e
d
e
p
i
t
e
a
a
48
A exigência termodinâmica de ocorrer simultaneamente formação de filme
passivo e oxidação para crescimento de trinca por CST pode ser entendida com o
auxílio da FIG. 17, onde a razão entre as correntes de corrosão das laterais e a corrente
de corrosão do vértice da trinca seja o parâmetro crítico. Esta razão deve ser
substancialmente menor que 1 para que uma trinca se propague; caso contrário, a trinca
irá se embotar, ou haverá saturação da solução no vértice da trinca. O início da
formação da trinca pode ser controlado por esta razão, pois, altas taxas de corrosão nas
laterais poderão favorecer ao crescimento de um pite, resultando em corrosão
generalizada ao invés do crescimento de uma trinca. Acredita-se, geralmente, que a
atividade das laterais da trinca em relação à atividade do vértice seja uma conseqüência
da maior deformação dinâmica no vértice do que ao longo das laterais. Nesta figura, A
-
representa anions migrando para o vértice da trinca; M
w
+
representa íons metálicos
entrando na solução vindos das laterais da trinca; M
t
+
representa íons metálicos
entrando na solução vindos do vértice da trinca [27].
Figura 17 - Representação esquemática mostrando o transporte de massa e reações de corrosão em uma
trinca por corrosão sob tensão.
A CST pode gerar tanto trincas transgranulares quanto intergranulares e que são
sempre normais à tensão principal máxima. Fraturas transgranulares são menos comuns
que as intergranulares, mas ambas podem existir em um mesmo sistema ou na mesma
região falhada, dependendo das condições existentes.
O conhecimento das condições termodinâmicas em que a CST pode ocorrer é
insuficiente sem um correspondente entendimento da cinética de crescimento da trinca,
pois a vida útil de um componente pode ser adequada se a taxa de crescimento de trinca
é suficientemente baixa, mesmo que a CST seja termodinamicamente possível. Os
parâmetros ambientais, tais como: potencial de corrosão, pH, concentração de oxigênio,
49
temperatura e composição química no vértice da trinca têm um grande efeito na cinética
de crescimento da trinca.
O trincamento por corrosão sob tensão é um processo de falha demorado, a
seqüência de eventos envolvendo este trincamento pode ser dividida em três estágios:
onde há uma incubação, a iniciação e a propagação lenta (10
-6
m/s) até que a tensão
atuante ultrapasse a de resistência à fratura do restante da região não afetada pela trinca
[22].
A distinção entre os três estágios é difícil de ser percebida, pois, a transição
ocorre de maneira contínua, devendo ser arbitrada. Diferentes mecanismos têm sido
propostos para explicar o efeito sinérgico de corrosão sob tensão que ocorre na ponta da
trinca, os mecanismos propostos podem ser classificados em duas categorias básicas:
Mecanismos Anódicos e Mecanismos Catódicos. O mais simples mecanismo anódico é
a dissolução ativa e remoção de material na ponta da trinca, e o mais óbvio mecanismo
catódico é a evolução do hidrogênio através da absorção, difusão e fragilização [26].
Usualmente, assume-se que a quebra das ligações interatômicas ocorre por um
dos seguintes mecanismos: dissolução química e fratura mecânica [27].
Fatores que causam a iniciação do trincamento por corrosão sob tensão tais
como: pites, defeitos de fabricação, corrosão intergranular são facilmente observados e
identificados, entretanto, são poucos os modelos desenvolvidos para explicar o processo
de iniciação. Esta falta de modelos para os mecanismos de iniciação é resultante de
diversos fatores complicadores, por exemplo, a dificuldade de identificação do exato
momento do início, apesar de não ser difícil de detectar a localização de onde a trinca
surgiu. Outra dificuldade é de se determinar em que região, no caso de pite, onde
iniciou uma trinca e, no caso de corrosão intergranular, quando esta se torna trinca por
corrosão sob tensão [27].
O período de incubação ou indução é definido como o tempo de exposição no
meio corrosivo antes da nucleação da primeira trinca. Este período é maior em corpos
de prova que não apresentam elementos facilitadores da propagação da trinca (entalhes
e pré-trincas) quando comparados a corpos de prova entalhados e pré-trincados sob
condições semelhantes [28].
50
2.4- Corrosão sob tensão em ambiente de reator PWR
Aparentemente interdendrítico, mas de fato intergranular, o trincamento por
corrosão sob tensão dos metais de adição 182 e 82 da Liga 600 tem sido observado nas
soldas dos circuitos primários de diversos reatores do tipo PWR, freqüentemente após
anos em serviço [29].
Variáveis que influenciam no fenômeno da CST na Liga 600 e seus Metais de Adição
em ambiente PWR:
A temperatura governa a formação de óxidos e ativa os processos de difusão; as
tensões assistem ao processo de fluência, fragmentam os contornos de grãos oxidados,
abrem a trinca permitindo o ingresso do meio corrosivo e mantêm a exposição do metal,
sem película de óxido, na ponta da trinca. O pH da solução controla a
estabilidade/solubilidade em relação à capacidade de proteção dos óxidos; o trabalho a
frio aumenta a atividade do metal nos pontos menos protegidos pelo óxido e concentra a
tensão devido à redução da plasticidade local do material. Os carbonetos nos contornos
de grãos diminuem a reatividade do cromo com o oxigênio difuso e diminuem a taxa de
fluência impedindo a emissão de discordâncias. O potencial eletroquímico, o hidrogênio
(H
2
) e a presença de óxidos como o ZnO controla a compactação do filme passivo na
superfície. As propriedades do filme passivo podem controlar processos externos como
a dissolução anódica ou os processos internos tais como a movimentação de
discordâncias através da inibição da descarga de hidrogênio atômico ou pela difusão de
lacunas através do filme passivo [30].
O cromo tem um papel fundamental na redução da susceptibilidade ao
trincamento por corrosão sob tensão da Liga 600. Na avaliação da resistência ao
trincamento de diversos metais de solda de ligas à base de níquel com o teor de cromo
variando entre 15% e 30%, em um meio PWR, verificou-se que a Liga 182 (14,5 % Cr)
foi a mais susceptível ao fenômeno de CST, a Liga 82 com teores de cromo variando
entre 18 a 20% necessitou de um tempo de 3 a 4 vezes maior para o início do processo
de CST e com teores de cromo entre 21 e 22% não se observou a iniciação de trincas, o
mesmo acontecendo com as Ligas 52 e 152 cujo teor de cromo é de aproximadamente
de 30% [31].
51
O efeito do carbono está relacionado à sua afinidade com o cromo na formação
de carbonetos. O efeito do carbono em solução sólida ainda não foi completamente
entendido e pode estar relacionado ao movimento de deslocações e, conseqüentemente,
à taxa de fluência.
A segregação altera a energia do contorno de grão, modificando a
susceptibilidade ao fenômeno de CST. O fósforo que sempre é segregado para o
contorno de grão parece não influenciar, de forma significativa, esta susceptibilidade. O
enxofre, nitrogênio e boro também são encontrados segregados nos contornos de grão e
na literatura há registros dos efeitos destes elementos na susceptibilidade à corrosão, e
devido à impossibilidade de isolar seus efeitos das outras variáveis, assume-se que a
segregação acelera o fenômeno de CST [30].
O efeito do tamanho do grão se relaciona com sua influência no limite de
escoamento do material. A relação de Hall-Petch estabelece que o limite de escoamento
de uma liga é inversamente proporcional à raiz quadrada do tamanho de grão, isto é, se
o tamanho de grão ASTM de uma Liga 600 decrescer de 7 para 10 (32µm de diâmetro
para 11µm) o limite de escoamento aumentará em um fator de 1,7. Em geral, a
susceptibilidade à CST aumenta com o aumento no limite de escoamento [30].
Já foi comprovado que diversas substâncias, quando adicionadas em pequenas
proporções, na solução aquosa reduzem a susceptibilidade ao aparecimento da CST. Já
se comprovou que a adição de zinco atrasa a iniciação das trincas [58]. Pequenas
concentrações de chumbo têm um efeito deletério na resistência à CST, pois, sua
presença tem sido associada à dissolução seletiva do níquel [30].
A Liga 182 no estado de bruto de soldagem é mais susceptível à iniciação de
trincas de corrosão sob tensão do que se tratada em qualquer outra condição de
tratamento térmico [32].
Em uma inspeção através de ensaios não destrutivos, em uma usina nuclear,
foram registradas indicações de trincas nas regiões de solda dissimilar, Jensen et al [33]
retiraram quatro amostras e fizeram um estudo metalográfico com o objetivo de
estabelecer a morfologia das trincas, segundo os mesmos existem fortes indícios de que
a propagação intergranular de todas as trincas foi decorrente de corrosão sob tensão.
Não foram observados defeitos superficiais nem áreas segregadas nas superfícies de
fratura. A razão ou causa da iniciação das trincas não pode ser estabelecida nos ensaios
realizados [33].
52
Em sua pesquisa de caracterização eletroquímica de ligas de níquel em soluções
de sulfato a 320
o
C, Le Canut et al [34] concluíram que a corrosão sob tensão ocorre em
faixas de potencial onde a camada passiva não é muito estável, em particular em torno
da faixa de equilíbrio Ni/NiO e quando submetida à tensões. Ele concluiu ainda que a
presença de sulfetos, mais estáveis que os óxidos, inibem a formação da camada passiva
[34].
Em seu trabalho de avaliação de trincamento por corrosão sob tensão na liga 182
após exposição em água do circuito primário de reator do tipo PWR, Scott [29] concluiu
que a iniciação de trincas na Liga 182 está associada à elevada deformação plástica de
contornos de grão de alta energia, perpendiculares à tensão aplicada, sem envolvimento
de defeitos decorrentes do processo de soldagem [29].
Kamaya et al [35] em seu trabalho de iniciação de trincas em liga de aço AISI
304, sensitizada. Em água a elevada temperatura, afirmam ser muito difícil evidenciar o
comportamento inicial da trinca de corrosão sob tensão. Apesar de vários métodos tais
como os de tensão constante, o ensaio de dobramento em U, o de crevice com
dobramento e o ensaio com taxa de deformação lenta (SSRT) terem sido utilizados, os
resultados obtidos nestes testes não foram suficientes para o completo entendimento do
processo de iniciação de trincas dos componentes dos reatores nucleares. Se o momento
da iniciação e o tamanho de cada trinca, sob condições específicas de tensão e meio
ambiente, puderem ser previstos o tempo para falha dos componentes poderá ser
estimado através de um modelo de crescimento de trinca combinado com um modelo de
iniciação de trinca [35].
Wijesinghe, T. et al [36] confirmou o efeito deletério da inclusão de sulfeto na
resistência à formação de pites em aços inoxidáveis, entretanto, ficou evidente que
sulfeto não age sozinho, pois, em áreas de baixa concentração de enxofre também foram
registradas formação de pites [36].
53
2.5- Ensaios para avaliação da corrosão sob tensão
A característica básica dos ensaios de CST é, usualmente, fornecer informações
mais rapidamente do que as que poderiam ser obtidas através de experiências em
serviço, e ao mesmo tempo prever o comportamento em tal condição. Ensaios para
prever o desempenho de uma liga em CST devem ser conduzidos com um sistema de
tensão similar àquele em serviço [16].
Após a nucleação de uma trinca em um material, a vida útil do componente
estará limitada pela velocidade de propagação estável da trinca, tornando-se necessário
realizar ensaios e avaliações que permitam predizer o seu comportamento. Para avaliar
o estágio inicial e a cinética de crescimento de trinca, principais parâmetros de
determinação do tempo de vida, devem ser realizados ensaios em corpos de prova
padronizados, em condições que simulem a operação real dos componentes avaliados.
De maneira geral, os corpos de prova (cps) utilizados nos ensaios de CST são
divididos em duas categorias: lisos e com entalhe como ilustrado na FIG.18.
Figura 18 – Esquema de montagem de Cps para ensaios de corrosão sob tensão
54
Na preparação dos cps alguns fatores devem ser considerados [16]:
-orientação dos grãos: tem-se uma relação entre a direção de aplicação de tensão e a
direção de orientação dos grãos, podendo ocorrer mudança de propriedades
(anisotropia);
-tensões residuais: estas podem ser suficientes para promover a CST mesmo sem
aplicação de tensões externas. Assim, na preparação dos cps, deve-se evitar abrasão ou
pressão em excesso, para evitar a ocorrência de tensões residuais;
-a presença da solda cria uma região de heterogeneidades que difere do metal base na
estrutura, composição química, distribuição de defeitos, etc. A partir de cps soldados,
pode-se verificar o efeito da tensão residual de soldagem somado à tensão aplicada ou
somente da tensão aplicada. Tensões residuais podem ser eliminadas por tratamento
térmico.
Os ensaios de iniciação de trincas por CST que utilizam cps lisos envolvem a
exposição ao meio sob determinadas condições de carregamento. Os cps devem ser
inspecionados periodicamente verificando-se a existência ou não de trincas superficiais,
através de um microscópio ótico ou eletrônico. O modo de trincamento (intergranular
ou transgranular) é determinado pela análise da fratura. Pode-se comparar cps ensaiados
em um meio corrosivo com outros ensaiados ao ar ou em um meio neutro e avaliar-se a
perda de propriedades.
Nos ensaios de CST utilizando cps com entalhe, este age como concentrador de
tensão, modificando o estado de tensão e direcionando o crescimento da trinca.
Utilizam-se cps com pré-trinca em estudos de taxa de propagação de trinca e para
materiais de alta resistência.
Ensaio de Tração com Taxa de Deformação Lenta
O ensaio de tração com taxa de deformação lenta (SSRT – Slow Strain Rate Test
ou CERT – Constant Extension Rate Test) se constitui em um tipo de ensaio semi-
quantitativo, utilizado para verificar a suscetibilidade à CST, sendo um caso particular
de ensaio de tração conduzido sob regime de deformação lenta e é padronizado pela
norma ASTM G 129 04 [41].
Este tipo de ensaio é aplicado para avaliar uma ampla variedade de materiais e
meios, que simulam aqueles encontrados em serviço: gasosos e aquosos e, ainda, em
55
amplas faixas de temperatura e pressão que causam ou favorecem a ocorrência de CST
em materiais susceptíveis [57].
Este ensaio é utilizado para avaliações comparativas ou seletivas, relativamente
rápidas, dos meios, das variáveis metalúrgicas e ou de processos, que podem afetar a
resistência a CST de um material. Em muitos casos, a iniciação da CST é acelerada pela
aplicação de deformação na seção útil de um corpo de prova. Devido à realização do
ensaio em condições aceleradas, os resultados não representam, necessariamente, as
condições de serviço, mas fornecem bases para se detectar e entender a interação
material/meio e para avaliações comparativas de efeitos metalúrgicos e do meio no
processo de trincamento.
O procedimento envolve a aplicação de uma taxa de deformação lenta, a qual é
alcançada pela velocidade de deslocamento (alongamento) constante no corpo de prova,
com o monitoramento da carga e da deformação. O grau de suscetibilidade a CST é,
geralmente, avaliado através da observação de diferenças no comportamento do
material nos meios de teste em relação a um meio neutro, comparando-se parâmetros
como tempo de falha, deformação e/ou redução de área do corpo de prova,
microestruturas e, às vezes, a combinação destes parâmetros.
A taxa de deformação deve ser baixa o suficiente para ocorrer o processo de
corrosão, mas rápida o suficiente para produzir a falha do corpo de prova em um
período de tempo, relativamente curto, para propósitos avaliativos. A taxa de
deformação usual está compreendida entre: 1x10
-10
s
-1
e 1x10
-4
s
-1
[41].
Sempre que possível, a aplicação deste ensaio e os dados obtidos devem ser
utilizados em combinação com experiências em serviço ou dados obtidos aplicando-se
outras técnicas, de forma a tornar o ensaio o mais seguro e preciso possível.
O ensaio pode produzir falhas em laboratório sob condições que, não
necessariamente, causam falhas sob condições de serviço. E ainda, falhas observadas
em serviço podem não ocorrer a partir do ensaio em laboratório. Isto acontece,
geralmente, quando ocorre retardamento na iniciação do processo de corrosão
localizada. Esta questão, aliada ao fato de que em alguns casos a CST ocorre em faixas
específicas de taxa de deformação reforça a utilização das recomendações acima.
A avaliação da resistência ou susceptibilidade à Corrosão Sob Tensão é avaliada
através das seguintes razões: EQ. 4, 5 e 6 [41]
56
1-Razão entre os tempos de falha - RTTF
RTTF = TTF
t
/TTF
n
EQ.4
Onde:
TTF
t
–Tempo de Falha no Meio de Teste (PWR)
TTF
n
–Tempo de Falha no Meio Neutro (Nitrogênio)
2-Razão entre as deformações lineares – RE
RE = E
t
/E
n
EQ.5
Onde:
E
t
– Alongamento do CP no Meio de Teste (PWR)
E
n
– Alongamento do CP no Meio Neutro (Nitrogênio)
3-Razão entre as reduções de área - RRA
RRA = RA
t
/RA
n
EQ.6
Onde:
RA
t
– Redução de área no Meio de Teste (PWR)
RA
n
– Redução de área no Meio Neutro (Nitrogênio)
A não ser que seja de interesse, os efeitos galvânicos devem ser eliminados
isolando-se o corpo de prova dos demais componentes metálicos. O isolamento elétrico
deve ser testado antes do ensaio. Deve-se observar que, em alguns casos, o isolamento
elétrico pode ser quebrado devido à formação de depósitos de produtos de corrosão
sólidos, condutores ou semicondutores.
Ensaio de Reativação Potenciodinâmica Duplo Ciclo
O ensaio de reativação potenciodinâmica duplo ciclo (DL-EPR) determina o
grau de sensitização do material. A corrosão intergranular nas ligas de níquel é
geralmente resultado da sensitização, termo empregado para descrever o fenômeno de
alteração química de regiões próximas aos contornos de grãos, que podem tornar uma
liga susceptível à corrosão intergranular, que é considerada como um dos fatores de
início da corrosão sob tensão.
A técnica de Reativação Potenciodinâmica Duplo Ciclo, método DL-EPR
(Double Loop Eletrochemical Potentiokinetic Reactivation) é utilizada para a
57
determinação do grau de sensitização de aços inoxidáveis e consiste numa alteração do
método original EPR (Eletrochemical Potentiokinetic Reactivation) com a finalidade de
torná-lo mais simples [59]. Neste método eletroquímico o varrimento de reativação é
precedido por uma polarização anódica do potencial de corrosão até a região passiva,
resultando com isto dois picos de corrente: Corrente de ativação (Ia) e Corrente de
reativação (Ir). Na FIG.19 [38] está apresentado um esquema ilustrativo das correntes
de ativação e reativação em função da densidade de corrente e do potencial aplicado no
ensaio DL EPR.
Figura 19 - Esquema ilustrativo das correntes de ativação I
a
e reativação I
r
em função da densidade de
corrente e do potencial aplicado no ensaio DL EPR.
A determinação do grau de sensitização (GS) de uma amostra é feita pela razão
entre os dois máximos de corrente Ir/Ia. Menores valores de GS significam menor
susceptibilidade à corrosão intergranular.
A realização da polarização anódica dispensa um polimento mais fino da
amostra, sendo suficiente um polimento com lixa 100, ao passo que em outros métodos
seria necessário o polimento até a pasta de diamante com 1μm. A polarização anódica
se encarrega de completar o polimento da amostra. Tem-se utilizado nos ensaios a
58
solução 0,50 M H
2
SO
4
+0,001M KSCN a 30
o
C como eletrólito e o valor de 6V/h como
velocidade de varrimento [37, 56].
59
3 – METODOLOGIA
Neste trabalho é proposto estudar o efeito da variação no aporte térmico de
soldagem sobre a resistência à corrosão sob tensão da liga 182, em um ambiente
simulado do circuito primário de um reator PWR, provenientes de juntas dissimilares
nas quais se utilizaram, como metais de adição, as ligas de níquel 82 e 182. A liga 182
tem sido apontada como a liga mais susceptível ao fenômeno da CST, em relação as
que compõem a solda dissimilar.
Foram testadas diferentes condições de aporte térmico.
Estão mostradas neste capítulo as atividades que foram executadas para a
obtenção, fabricação e preparação dos corpos de prova, a retirada das amostras para os
diversos ensaios e análises, os equipamentos e as instalações utilizadas e que permitiram
chegar ao resultado procurado.
3.1 - Chapa de Qualificação
Para definição e padronização das condições de soldagem foi produzida uma
chapa de teste, objetivando reproduzir uma junta dissimilar de um bocal de um
pressurizador de um reator PWR, semelhante ao existente na usina de Angra 1.
Os parâmetros de soldagem foram definidos por testes práticos preliminares,
pela revisão da literatura disponível e através de discussões técnicas com a equipe da
Eletronuclear. Neste trabalho, procurou-se aproximar das condições de soldagem
aplicadas aos bocais em utilização, cuja configuração original apresenta uma junta
dissimilar composta de um aço de baixa liga unido ao aço inoxidável utilizando as ligas
82 e 182 como metais de adição.
Foi produzida uma junta constituída a partir de duas chapas metálicas com
dimensões: 140mm X 300mm X 36mm, em aço ASTM A508 G3 e 140mm X 300mm
X 30mm em aço AISI 316L. A representação esquemática da junta está mostrada na
FIG.20.
Sobre o aço ASTM A508 G3 foi aplicada uma camada de amanteigamento,
sendo depositada a liga 82 (vareta Φ 2,5mm - AWS A5.14 ENiCr-3) utilizando-se o
60
processo GTAW. Esta camada foi usinada para obtenção da geometria final do chanfro.
Em seguida esta peça foi submetida ao tratamento térmico de alívio de tensões.
A chapa amanteigada e a chapa de aço inoxidável foram posicionadas e fixadas
na mesa de soldagem formando-se uma junta de topo com abertura de 3mm na raiz e
um chanfro em V com 45
o
. Os passes de raiz foram executados utilizando-se o processo
GTAW adicionando-se a liga 82. Foram realizados três cordões.
O preenchimento da junta foi realizado sobre os passes de raiz, após a inspeção e
aprovação das superfícies do chanfro, utilizando-se a soldagem por eletrodo revestido
na liga 182 (eletrodo revestido Φ 4mm - AWS A5.11 ENiCrFe-3).
Após soldagem final a chapa foi re-inspecionada através dos exames: visual e
dimensional. Foram realizados e aprovados os testes mecânicos e radiográficos para
qualificação do procedimento. A soldagem foi realizada por um soldador qualificado.
Figura 20 – Ilustração esquemática da junta de teste para qualificação de procedimento de soldagem
Operação de Amanteigamento
A solda foi filetada, depositou-se entre 6 e 7 camadas. Utilizou-se o processo
GTAW manual e o metal de adição foi a vareta na liga 82. Após a adequada preparação
da superfície foi executada a operação de alívio de tensões com o seguinte ciclo
térmico:
-Taxa de aquecimento: 200ºC/h
-Temperatura de patamar: 600ºC
-Tempo de Encharque: 2 horas
-Taxa de resfriamento: 200ºC/hora
Amanteigamento
Liga 82
Enchimento
Liga 182
61
Após tratamento térmico, a peça foi usinada para obtenção do perfil do chanfro.
Os parâmetros de soldagem estabelecidos nesta operação e na execução dos
passes de raiz estão apresentados na TAB. 8.
Tabela 8 – Parâmetros do processo GTAW utilizado nas operações de amanteigamento e passe de raiz.
Parâmetros
Valores
Diâmetro da Vareta
2,5mm
Diâmetro do Eletrodo W-Rh
2,4mm
Diâmetro do Bocal
10,0mm
Stick Out
6,0mm
Ângulo da ponta do eletrodo
60º
Ângulo de tocha
80º
Ângulo de Oscilação
+- 15º
Posição
Plana
Gás de Proteção
Argônio
Vazão de Gás
20 L/min
Corrente
140 -160 A
Tensão
18 V
Velocidade de Soldagem
2 – 3 mm/s
Aporte Térmico
700 – 1000 J/mm
Temperatura de Pré-aquecimento
150ºC
Temperatura entre Passes
150 a 200ºC
Tratamento pós-soldagem
Alívio de Tensões
Enchimento da Junta
A operação de enchimento foi realizada após a montagem e fixação das chapas
(chapa com amanteigamento e chapa em aço inoxidável) formando-se o chanfro sobre a
mesa de soldagem. Foram feitos os passes de raiz controlando-se a abertura do chanfro.
Em seguida executou-se o ponteamento das partes sobre a mesa de soldagem. O
ressecamento prévio dos eletrodos foi realizado a uma temperatura de 200/250ºC
durante 2 horas. A temperatura de manutenção em estufa dos eletrodos foi de 80ºC. Para
o enchimento da junta foram necessários 51 cordões de solda, utilizando-se o processo
de soldagem manual por eletrodos revestidos. Os parâmetros estabelecidos para esta
operação estão apresentados na TAB. 9.
62
Tabela 9 - Parâmetros do processo de soldagem com eletrodo revestido-Enchimento
Parâmetros
Valores
Diâmetro do Eletrodo
4 mm
Corrente
120/130 A
Tensão
23 a 26 V
Velocidade de Soldagem
3 a 5 mm/s
Aporte Térmico
900J/mm
Temperatura entre Passes
150 a 200 ºC
Na FIG. 21 estão apresentadas uma ilustração esquemática do número de passes
realizados e fotografias da chapa amanteigada e após a operação de enchimento
completo.
Figura 21– Ilustração esquemática do número de passes de solda para realização da chapa de qualificação
e fotografias do amanteigamento e da junta após enchimento completo.
Após a avaliação química dos metais depositados utilizando-se a espectrometria
de absorção atômica, da determinação, na seção transversal das amostras, da
microdureza Vickers com carga de 0,1 kg e da análise metalográfica, utilizando-se o
reativo de Glicerol, a chapa de teste foi considerada aprovada de acordo com as
especificações da Eletronuclear, estabelecendo-se desta forma os parâmetros de
63
soldagem a serem aplicados aos blocos de teste. Os resultados encontrados na análise
dos blocos estão apresentados no capítulo 4 - Resultados e Discussão e os resultados da
junta de qualificação estão apresentados no Apêndice.
3.2 – Preparação dos Blocos de Teste com Variação do Aporte Térmico
Foram preparados 03 blocos de teste de forma a poder variar o aporte térmico
em cada um dos mesmos. Como se objetiva avaliar o efeito desta variação,
especificamente, no metal de adição na liga 182, os blocos foram fabricados a partir de
blocos em aço ASTM A 508 G3 que após a usinagem dos chanfros foram
amanteigados, tratados termicamente para alívio de tensões, re-usinados e na etapa de
preenchimento de cada um deles foi realizada a variação no aporte térmico.
A ilustração esquemática de um bloco está apresentada na FIG.22.
Cada bloco de teste foi construído a partir de um bloco metálico com dimensões:
100mm X 90mm X 49mm, em aço ASTM A 508 G 3, sobre o qual abriu-se um rasgo
com 25mm de largura no fundo, 50mm de largura no topo e com uma profundidade de
30mm, de forma a se assemelhar à junta estabelecida na chapa de qualificação.
No rasgo dos três blocos foi realizada a operação de amanteigamento utilizando-
se o processo GTAW com vareta na liga 82, de acordo com os parâmetros estabelecidos
na chapa de qualificação.
Após este amanteigamento, também foi realizada a operação de tratamento
térmico para alívio de tensões seguindo-se as mesmas condições aplicadas à chapa. Em
seguida fez-se uma usinagem para acerto de dimensões e, finalmente, foi feito o
enchimento empregando-se o processo SMAW com eletrodo na liga 182.
No 1
o
bloco reproduziram-se os parâmetros estabelecidos para o enchimento
realizado na chapa de qualificação, no 2
o
triplicou-se o aporte térmico em relação ao
aplicado no 1
o
; no 3
o
manteve-se o mesmo aporte térmico aplicado ao 1
o
, porém,
utilizou-se um dispositivo que permitiu o resfriamento do bloco durante a soldagem.
Em cada um dos três blocos foi feito um enchimento com variações de aporte
térmico, como mostrado a seguir:
-No 1
o
bloco o aporte térmico foi de H
i
=850 J/mm. Foram necessários 76 passes de
solda para o enchimento completo da junta.
64
-No 2
o
bloco o aporte foi de H
i
=2.500 J/mm, aproximadamente, três vezes o aporte
térmico em relação ao 1
o
bloco, foram necessários 21passes de solda para o enchimento
completo da junta. Neste caso, aumentou-se a corrente de soldagem, manteve-se a
tensão e reduziu-se a velocidade de soldagem.
-No 3
o
bloco o aporte foi de H
i
=980 J/mm, neste caso utilizou-se um sistema de
resfriamento do bloco, através de circulação de água. Foram necessários 68 passes para
o enchimento completo da junta.
Figura 22 – Ilustração esquemática do bloco de teste
Os parâmetros de soldagem adotados para o enchimento dos blocos estão
apresentados na TAB. 10.
Tabela 10 - Parâmetros do processo de enchimento com eletrodo revestido aplicados aos blocos.
Parâmetros
Bloco 1
Bloco 2
Bloco 3
Diâmetro do Eletrodo
4 mm
4 mm
4 mm
Corrente
120/130 A
170/180A
120/130 A
Tensão
18 a 25 V
18 a 25 V
18 a 25 V
Velocidade de Soldagem
3 a 4 mm/s
0,5 a 1,5 mm/s
3 a 4 mm/s
Aporte Térmico
850 J/mm
2500 J/mm
980 J/mm
Temperatura entre Passes
150 a 200 ºC
150 a 200 ºC
40 a 60 ºC
As diversas etapas da preparação e soldagem dos blocos estão apresentadas na
sequência fotográfica mostrada nas FIG. 23 a 30.
Amanteigamento
Enchimento
ASTM A 508 G3
65
Figura 23 – Fotografia mostrando o bloco após usinagem inicial a partir da barra forjada.
Figura 24 – Fotografia do bloco após a etapa de amanteigamento.
Bloco usinado
Amanteigamento
66
Figura 25 – Fotografia mostrando o bloco re-usinado após as operações de amanteigamento e alívio de
tensões.
Figura 26 – Fotografia após jateamento para limpeza superficial.
Camada de amanteigamento
67
Figura 27 – Fotografia mostrando os primeiros passes e a preparação para os passes seguintes.
Figura 28 – Fotografia apresentando bloco totalmente preenchido.
Cordões esmerilados
68
Figura 29 – Fotografia mostrando o bloco 3 montado no dispositivo de resfriamento já tendo recebido os
primeiros cordões.
Figura 30 – Fotografia mostrando o bloco 3 montado no dispositivo de resfriamento aguardando os passes
finais.
Início do
enchimento
com refrigeração
Entrada de
água
Saída de água
69
3.3 - Retirada dos corpos de prova para o ensaio de tração com taxa de deformação
lenta.
Dos blocos de teste foram retirados os corpos de prova para realização do ensaio
de tração com taxa de deformação lenta. A retirada dos corpos de prova foi realizada
empregando-se o corte por eletroerosão a fio, de modo a não gerar qualquer
encruamento decorrente da força de corte, evitando-se assim o aparecimento de tensões
residuais nas superfícies das amostras a serem ensaiadas. As FIG.31 e 32 evidenciam as
posições de retirada dos corpos de prova.
Figura 31 – Detalhe das posições de retirada, por eletroerosão a fio, dos corpos de prova para o ensaio de
de tração com taxa de deformação lenta nos blocos de teste.
Figura 32 – Detalhe da indicação da posição de retirada dos corpos de prova para o ensaio de tração com
taxa de deformação lenta nos blocos de teste.
Indicação da
posição dos cps
Corpo de prova
70
3.4 - Ensaio de tração com taxa de deformação lenta (SSRT – slow strain rate teste)
Para o ensaio de tração com taxa de deformação lenta adotou-se a norma ASTM
G 129 - 04 [41]. Os corpos de prova foram produzidos com as seguintes dimensões:
4mm de diâmetro da área rebaixada, 50mm de comprimento total e 25mm de
comprimento da área rebaixada ou comprimento útil conforme mostrado na FIG.33.
Todos os corpos de prova foram submetidos a um processo de polimento superficial
com lixa na granulometria 2000. As dimensões exatas de cada corpo de prova foram
obtidas em medições realizadas em um projetor de perfil.
Figura 33 – Desenho e fotografia do corpo de prova para o ensaio de tração com taxa de deformação
lenta.
O corpo de prova deve ser montado em um dispositivo de teste que é alocado no
interior da autoclave, o esquema ilustrativo do posicionamento do corpo de prova no
equipamento de ensaio está mostrado na FIG. 34.
71
Figura 34 – Esquema ilustrativo do posicionamento do corpo de prova e um equipamento de Ensaio de
Tração com Taxa de Deformação Lenta (SSRT) e, em detalhe, um cp montado.
Os corpos de prova para os ensaios de tração com taxa de deformação lenta
foram retirados no sentido longitudinal do eixo da solda nos três blocos de teste e foram
identificados em ordem numérica de 1 a 16.
A taxa de deformação utilizada nos ensaios foi de 3,0 X 10
-7
s
-1
. Para se
determinar a velocidade de deslocamento da máquina, em cada ensaio, multiplica-se o
comprimento útil de cada corpo de prova pela taxa de deformação definida,
considerando-se a dimensão padrão do comprimento útil dos corpos de prova igual a
25mm, utilizar-se-ia uma velocidade de 7,5 X 10
-6
mm/s. Esta variável deve ser
informada para efeito de programação do ensaio. A FIG.35 apresenta as telas de entrada
de dados e controle do ensaio. Definido o ensaio é necessária a entrada de dados iniciais
conforme mostrado na tela de entrada de dados da FIG.35.
Após entrada de dados faz-se o enchimento da autoclave com a solução, seu
aquecimento e pressurização, pois esta já contém o corpo de prova previamente
Pressão e temperatura
elevados
72
montado. Ao se estabilizarem a temperatura e a pressão inicia-se o ensaio acionando a
tecla start mostrada na tela de controle e monitoramento da FIG.36.
Figura 35 – Tela de entrada de dados do ensaio de tração com taxa de deformação lenta
Figura 36 – Tela de controle e monitoramento do ensaio de tração com deformação lenta.
Os ensaios para avaliar a suscetibilidade ao fenômeno da CST da liga 182 foram
conduzidos à temperatura de 325 ± 1º C e pressão de 13,0 ± 0,5 MPa.
Arquivo de Registro do ensaio
Título do ensaio
Material ensaiado
Comprimento útil do cp
Diâmetro do cp
Área da seção do cp
Tempo entre
amostragens
Temperatura
do ensaio
Tela de Entrada de Dados
Tela de Controle e Monitoramento
Velocidade do ensaio
73
Foram realizados 12 ensaios de CST com taxa de deformação de 3,0 x10
-7
s
-1
,
sendo quatro ensaios no meio neutro e oito ensaios no meio PWR.
Para os ensaios realizados no meio neutro utilizou-se o gás nitrogênio como
meio, nestes casos, se manteve a pressão interna da autoclave ligeiramente acima da
pressão atmoférica. Foram testados neste meio quatro cps sendo: dois cps retirados do
bloco 2 e um cp de cada um dos outros blocos, identificados conforme sua posição na
solda de enchimento (Bloco 1 cp 3, Bloco 2 cps 1 e 2, Bloco 3 cp 2).
Para os ensaios no meio PWR foram testados oito corpos de prova, sendo três
cps dos Blocos 1 e 3 e dois cps do Bloco 2, que também foram identificados conforme
sua posição na solda de enchimento (Bloco 1 cps 1, 9 e 16, Bloco 2 cps 8 e 9, Bloco 3
cps 8, 9 e 12).
A solução utilizada (simulando o ambiente do circuito primário de um reator
PWR) apresentou a composição química similar ao ambiente do circuito primário de um
reator PWR: 1000 ppm de boro, 2,2 ppm de lítio, 25 cm
3
H
2
/kg H
2
O e máximo de5 ppb
de O
2
dissolvido.
Cada ensaio foi realizado em 5 (cinco) etapas:
1) Medida das dimensões do corpo de prova, limpeza e montagem no dispositivo
de tração dentro da autoclave.
2) Tratamento do meio aquoso para se alcançar a composição química especificada
do meio PWR.
3) Procedimento de elevação de pressão e de temperatura controlados até o valor
de 13,0 MPa e 325 ºC.
4) Realização do ensaio propriamente dito; aplicação de carga, com as taxas de
deformação de 3,0x 10
-7
s
-1
até o rompimento do CP. Tempo de duração entre 10
e 18 dias.
5) Avaliação da superfície de fratura em microscópio eletrônico de varredura.
São necessários cerca de 10 (dias) dias, em média, até que o sistema esteja
adequado para se iniciar o ensaio propriamente dito e se acionar a taxa de deformação
lenta.
74
3.5 - Instalações para o Ensaio de Tração com Deformação Lenta
Para realização dos ensaios foram utilizadas as instalações dos laboratórios de
análises de corrosão do CDTN. Estas instalações permitiram a realização dos ensaios
em ambientes similares aos existentes nos reatores nucleares do tipo PWR. Os
equipamentos, de fabricação Cortest, foram preparados e projetados para a execução
dos ensaios com taxa de deformação lenta. Foram utilizados simultaneamente dois
equipamentos semelhantes, ambos possuem autoclaves, com um volume interno de 1,5
l, envolvidas por fornos elétricos externos. A pressurização interna das autoclaves se dá
por meio de bombas dosadoras a pistão. Para o ensaio de tração com taxa de
deformação lenta o sistema é adequado para permitir o tracionamento do corpo de prova
situado dentro da autoclave, sob temperatura e pressão definidas.
Para que a água utilizada no ensaio seja similar à existente no circuito primário
de um reator PWR é necessária uma extensa operação que envolve: obtenção de água
deionizada, adição controlada de boro e lítio, retirada de oxigênio e adição de
hidrogênio. A preparação e o controle químico da água para utilização no ensaio é feita
em tanques apropriados, localizados juntos aos equipamentos de ensaio. Em média, são
necessários seis dias de preparação para se atingir às especificações de composição
química da água.
Na TAB.11 estão mostrados os principais parâmetros técnicos adotados para a
preparação da solução similar a aquela utilizada no reator de Angra 1.
Tabela 11. Parâmetros técnicos da solução para ensaios de CST.
Item
Parâmetros
Solução PWR
Água deionizada
Boro
Lítio
Oxigênio
Hidrogênio
PH
Cloretos, fluoretos e sulfatos
1000ppm
2,3ppm
< 5ppb
2,3 a 3,0 ppm
6,90 a 7,4
< 50ppb
Na FIG. 37 estão apresentados o diagrama das instalações e uma vista parcial
dos equipamentos.
75
Figura 37 – Diagrama da instalação para ensaios de tração com deformação lenta e uma vista parcial dos
equipamentos, nota-se que as autoclaves estão envolvidas por uma manta refratária.
Legenda do diagrama da instalação:
TA: Tanque de armazenamento – TT: Tanque de trabalho – TD: Tanque de adição –
AUT: Autoclave - M: Manômetro – TM: Termopar – BC: Bomba de circulação – TP:
Transdutor de Pressão – AP: Acumulador de Pressão – EF: Elemento filtrante – VM:
Válvula micrométrica – 1 a13: Válvulas de controle de fluxo. – LVDT: Medição de
deslocamento; ACION:Acionamento.
Autoclaves
Aquisição
de dados
Registro e
controle dos
ensaios
Tanque de
preparo de
solução
esfriamento
da solução
Bomba
Análise da
composição
química da
água
76
3.6 - Ensaio de Reativação Potenciodinâmica de Duplo Ciclo – DL-EPR
A corrosão intergranular nas ligas de níquel é geralmente resultado da
sensitização, termo, usualmente, empregado para descrever o fenômeno de alteração
química de regiões próximas aos contornos de grãos, que podem tornar uma liga
susceptível à corrosão intergranular. O mecanismo mais aceito para explicar a
sensitização se baseia na precipitação de carbonetos ricos em cromo nos contornos de
grão. O aparecimento de carbonetos faz surgir nas suas adjacências uma zona
empobrecida em cromo, susceptível ao ataque preferencial num meio corrosivo. As
regiões com deficiência em cromo, nos contornos de grão formam-se durante a
precipitação de carbonetos ocasionada pela diferença nas velocidades de difusão do
cromo e do carbono na austenita. Para que o material não fique sujeito à corrosão
intergranular a região adjacente ao contorno de grão não deverá apresentar teor de
cromo inferior a 10,5%. A insuficiência de cromo nos contornos de grão facilita a
quebra localizada do filme passivo protetor, rico em cromo, conferindo a
susceptibilidade à corrosão intergranular e à corrosão sob tensão.
A sensitização pode resultar de tratamentos térmicos, soldagem, resfriamento
lento através da faixa de temperatura de sensitização ou de condições de trabalho nesta
faixa. É comum a utilização de ensaios para se verificar a integridade dos componentes
após a realização de processos que envolvem aquecimento do material a fim de atender
aos fatores de projeto, previamente estabelecidos. [37]
Inicialmente, são realizados ensaios de polarização anódica potenciodinâmica,
segundo a norma ASTM G5 [39], com o objetivo de se obterem os valores do potencial
de circuito aberto (OCP) e a faixa de potencial na qual ocorre a passivação do material.
Depois de conhecidos esses parâmetros, as amostras são preparadas novamente, para a
execução do método DL-EPR, que tem como potencial inicial de aplicação o OCP
(obtido no circuito aberto) e um potencial de início da reativação abaixo do potencial de
transpassivação.
Os ensaios eletroquímicos nos três blocos de teste, em uma amostra de cada
bloco, foram realizados em células eletroquímicas contendo um eletrólito desaerado por
50 minutos em nitrogênio à temperatura de (301)ºC. Antes de cada ensaio as amostras
foram lixadas com lixa 600. Os eletrólitos estudados foram:
77
(a) 0,05M H
2
SO
4
+0,003M CH
3
CSNH
2
(b) 0,05 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
(c) 0,01 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
(d) 0,1 M de H
2
S0
4
+ 0,001 M KSCN,
Os ensaios eletroquímicos realizados para a avaliação do grau de sensitização
foram feitos em um potenciostato/galvanostato Autolab PGSTAT20, com eletrodo de
Ag/AgCl 1,0 mol/L como referência e eletrodo de Platina como contra-eletrodo. A taxa
de varredura utilizada foi igual a 1,67 mV/s.
A solução inicialmente utilizada nos ensaios DL-EPR para avaliação do grau de
sensitização do material foi 0,05M H
2
SO
4
+0,003M CH
3
CSNH
2
. O ataque resultante foi
considerado generalizado, pois não houve em nenhuma das três amostras um ataque
preferencial que pudesse caracterizar metalograficamente, uma corrosão nos contornos
de grãos, apesar de haverem sido verificadas diferentes correntes de ativação e
reativação.
Em função do ataque generalizado ocorrido utilizando-se a solução de 0,05M
H
2
SO
4
+0,003M CH
3
CSNH
2
, foram testadas diferentes soluções e concentrações que
estão mostradas a seguir:
(a) 0,1 M de H
2
S0
4
+ 0,001 M KSCN,
(b) 0,01 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
(c) 0,05 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
O resultado do teste utilizando-se a solução expressa na letra (a) não apresentou
resultado satisfatório por provocar uma corrosão muito severa na matriz metálica da
amostra 2. Em função desta situação não se utilizou esta solução nas demais amostras.
A solução apresentada na letra (b) também foi descartada por apresentar um baixo poder
corrosivo e valores do GS muito baixos.
A solução apresentada na letra (c) - 0,05 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
foi
a mais adequada devido ao melhor ataque preferencial percebido nas três amostras.
78
4 – RESULTADOS E DISCUSSÃO
Neste capítulo estão apresentados os resultados e discussões referentes à
composição químicas dos materiais, ensaios mecânicos, análises metalográficas, ensaios
eletroquímicos e os ensaios de corrosão sob tensão.
4.1 - Caracterização dos Materiais
Os metais utilizados nesta pesquisa foram definidos por serem os mesmos
aplicados nos circuitos primários dos reatores do tipo PWR, fabricados pela
Westinghouse, especificamente nos bocais dos pressurizadores. Foram utilizados o aço
baixa liga ASTM A508 G3 e os metais de adição, os eletrodos da Liga 600 (Vareta 82 e
Eletrodo Revestido 182) [3].
4.1.1 Análises Químicas
Os resultados das análises químicas por espectrometria de absorção atômica dos
metais estão apresentados na TAB.12.
Tabela 12 – Composição Química dos Metais
Elemento
Bloco ASTM A 508G3
Vareta Liga 82
Eletrodo Liga 182
Carbono
0,2135
0,0400
0,0470
Manganês
1,3369
2,8100
5,8100
Silício
0,2274
0,0900
0,5720
Fósforo
0,0059
0,0030
0,0150
Enxofre
0,0034
0,0010
0,0060
Cromo
0,0892
19,6000
14,9300
Níquel
0,6823
73,1000
71,8200
Molibdênio
0,5054
--
--
Titânio
0,0014
0,3500
0,1830
Vanádio
0,0056
--
--
Nióbio
0,0022
2,4400
1,8900
Alumínio
0,0117
--
--
Ferro
Rest.
Rest.
Rest.
Os resultados das análises químicas confirmaram que os materiais utilizados na
produção das amostras estão dentro dos limites especificados por suas respectivas
normas.
79
4.1.2 - Ensaios de Microdureza
Foram realizados ensaios de microdureza Vickers (HV
0,1
) na seção transversal
da junta nos três blocos de teste nas direções NS (norte-sul) e WL (oeste-leste). Nas
FIG. 38 e 39 estão apresentadas as posições ensaiadas nos três blocos de teste e os perfis
de dureza encontrados, respectivamente.
Figura 38 - Fotografia mostrando as orientações (perfis) dos ensaios de microdureza nos blocos de teste.
Bloco 1
Bloco 2
Bloco 3
80
Figura 39 - Gráfico dos Perfis de dureza das duas posições ensaiadas nos três blocos de teste.
Nos blocos de teste os ensaios foram executados somente no metal de solda.
Pode-se verificar que o bloco 2 (AM 2) apresentou uma dureza (média de 190HV
0,1
)
inferior aos blocos 1 (AM 1) e 3 (AM 3) (média de 212 HV
0,1
). Os valores de
microdureza encontrados são compatíveis com os valores encontrados por Jang et al e
Seifert [42, 6] na região da liga 182 cujos valores de microdureza se situaram entre 175
e 225 HV
100.
4.1.3 - Análise Metalográfica
Macrografia:
O ataque macrográfico revelou uma textura característica de união soldada,
evidenciando a orientação da textura de solidificação direcionada pelo fluxo térmico
normal à direção de soldagem, composto de grãos de austenita. No nível
macroestrutural, como cada cordão de solda se solidifica de uma poça de fusão, os
pacotes de dendritas, nos quais as dendritas têm a mesma similaridade na orientação
cristalográfica, crescem sempre na direção do fluxo de calor. Como cada cordão é
depositado no mesmo sentido, a orientação cristalográfica das dendritas tende a se
manter a mesma entre os diversos cordões. A estrutura granular nos passes subseqüentes
está relacionada aos passes prévios pelo crescimento epitaxial, ou seja, os novos grãos
se formam sobre os substratos seguindo suas orientações cristalográficas. Esta estrutura
dendrítica formada tende a ser perpendicular à raiz e à crista da solda no centro do
cordão e apresentam certa curvatura em suas laterais.
Os aspectos macrográficos das amostras estão evidenciados na FIG 40. Nesta
figura pode ser verificada a diferença na largura dos cordões de solda em cada bloco.
150
170
190
210
230
250
0 3 6 9 12 15
Dureza (HV 0,1)
Distância (mm)
AM 1 NS
AM 1 WL
AM 2 NS
AM 2 WL
AM 3 NS
AM 3 WL
Bloco1
Bloco2
Bloco3
81
Nota-se que a largura do cordão apresentado no bloco 2 é aproximadamente três vezes
maior que a largura dos cordões nos blocos 1 e 3.
Figura 40 – Aspecto macrográfico dos três blocos de teste evidenciando as regiões da solda. Nota-se a
diferença na largura dos cordões dos blocos 1 e 3 em relação ao bloco 2.
Bloco 1
Bloco 2
Bloco 3
Liga 182
Liga 82
10mm
10mm
10mm
Liga 182
Liga 82
Liga 182
Liga 82
Largura do cordão
Largura do cordão
Largura do cordão
82
Micrografia:
Após ataque micrográfico as amostras foram analisadas nos microscópios ótico e
eletrônico de varredura. A análise foi realizada em seções recortadas transversalmente
ao eixo das soldas.
Com o crescimento dendrítico no líquido, braços secundários se espalham a
partir do tronco dendrítico principal, o soluto é rejeitado, efetivamente, sendo posto de
lado para se concentrar nas minúsculas regiões fechadas pelos braços secundários. A
FIG. 41 apresenta o aspecto da segregação (precipitados) das amostras. Uma vez que
estas regiões são menores que a distância de difusão, e podem ser consideradas mais ou
menos uniformes na sua composição. A uniformidade da fase líquida, neste caso, é
resultado da difusão dentro de pequenas distâncias, ao invés do movimento de massa
por convecção no líquido. O interior da dendrita tem uma composição inicial enquanto
que, no final da solidificação, o centro do líquido residual, interdendrítico, tem uma
composição correspondente ao pico do transiente final.
É possível verificar também, através da micrografia ótica, os contornos de grão
de alto ângulo ou contornos aleatórios, resultantes das três diferentes condições de
soldagem. Nas FIG.42 e 43 pode ser observado que na amostra referente ao bloco 2 o
contorno de grão não é tão nitidamente visualizado quanto nas amostra dos blocos 1 e 3,
isto significa que, sendo as condições de ataque e o reagente metalográfico idênticos
para as três amostras, a amostra do bloco 2 se mostrou mais resistente ao ataque, como
o ataque é preferencial e mais agressivo nas regiões de maior energia tais como:
contornos de grão, contornos de fases secundárias, isto significa que o contorno de grão
do bloco dois possui menor nível de energia que os outros dois blocos.
A FIG.44 apresenta uma montagem da análise por EDS em uma região de
contorno de grão do bloco 1 evidenciando variação na concentração do elemento cromo
tanto inter quanto intradendrítico. Na FIG. 45 está apresentado um detalhe dos
precipitados presentes na liga 182 vistos ao MEV, geralmente precipitados de Nb e Ti.
A microscopia eletrônica mostrou que finos carbonetos ricos em nióbio (tipo
MC) e carbonetos de cromo (tipo M
23
C
6
) estão presentes em alguns contornos de grão.
Precipitados finos de Nb, Ti (C, N) também estão presentes nos arredores das inclusões
de Ti (C, N) no interior das regiões interdendríticas.
A microestrutura predominante nas amostras dos metais de enchimento (Liga
182) é constituída de dendritas de austenita e precipitados de Nióbio e Titânio.
83
Figura 41– Aspecto micrográfico dos três blocos evidenciando segregações (precipitados) inter e
intradendríticas.
Segregações
interdendríticas
Segregações
intradendríticas
84
Figura 42 – Aspecto micrográfico evidenciando contornos de grão de alto ângulo nas três amostras.
Nota-se que na amostra do bloco 2 a visualização do contorno é mais difícil de ser percebida, em relação
aos blocos 1 e 3.
85
Figura 43 – Aspecto micrográfico evidenciando contornos de grão de alto ângulo nas três amostras com
maior aproximação. Nota-se que na amostra do bloco 2 a visualização do contorno é mais difícil de ser
percebida, em relação aos blocos 1 e 3, mesmo com maior aumento.
86
Figura 44– Amostra fotografada por MEV evidenciando o caminho da análise do elemento cromo via
EDS. Pode-se perceber que a variação do elemento ocorre também no interior do grão e é decorrente do
movimento de massa no líquido durante a solidificação.
Figura 45 – Microestrutura vista ao MEV do Bloco 1 composta de grãos de austenita e precipitados.
Detalhe do precipitado à base de Nb. 500 e 1000X
NbC
87
Mills [43] e Naffakh [53] afirmaram que as partículas escuras nas regiões
interdendríticas vistas ao MEV são inclusões de carbonitreto de titânio. Na análise por
EDS da partícula escura (5) da FIG. 48 nota-se a presença em maior concentração de Ti.
Inclusões também são observadas ao longo dos contornos dos grãos. Pequenas
partículas de óxidos ricos em Al, Mg, Si são, frequentemente, observados associados ao
Ti (C, N), demonstrando que os óxidos devem servir como locais de nucleação primária
durante a solidificação da solda. A análise por EDS do precipitado claro (4) da FIG. 46
verifica-se a maior concentração de Nb.
Figura 46 – Bloco 1 – Metal de Adição/Liga 182 – Fotografia ao MEV dos precipitados
presentes: o de coloração clara é um carboneto de nióbio e o de coloração escura é um carbonitreto de
titânio, conforme pode ser verificado na análise via EDS indicada pelas setas.
Na FIG. 47 está apresentada uma análise por EDS mostrando a distribuição dos
principais elementos químicos presentes na liga 182; a imagem clara, no alto e à
esquerda, é a imagem ao MEV da amostra atacada, sobre este mesmo campo visual, nas
demais imagens, estão apresentadas as distribuições de cada elemento analisado. Nota-
se uma tendência do nióbio e do carbono em se precipitarem juntos e em posições
intradendríticas. Os demais elementos tendem a se distribuir de forma mais homogênea.
88
Figura 47 – Distribuição dos elementos Si, Ni, Cr, Fe, Nb, C, Ti e Mn no metal de solda da liga 182 do
bloco 1.
A análise micrográfica evidenciou como principal destaque os tamanhos dos
grãos apresentados pelas amostras das três diferentes condições de aporte térmico. Na
FIG. 48 estão apresentadas as fotografias ao MEV com aumento de 750X, onde pode
ser verificado que, no cp do bloco 2, no campo visual analisado, podem ser percebidos 3
grãos e nos cps dos blocos 1 e 3 pode se verificar de 6 a 7 grãos no mesmo campo
visual.
Com o aumento dos grãos reduz-se o número de contornos, esta diminuição na
densidade de contornos pode dificultar o processo de CST que, na maioria das vezes, é
de propagação intergranular.
89
Figura 48 – Fotografias apresentando diferença nos tamanhos de grãos das amostras. No bloco 1 há 6
grãos, no bloco 2 estão presentes 3 grãos e no bloco 3 podem ser vistos 7 grãos.
1
2
3
4
5
6
1
2
3
1
2
3
4
5
6
7
20 µm
20 µm
20 µm
90
4.2 – Avaliação do Grau de Sensitização
Ensaio de Reativação Potenciodinâmica Duplo Ciclo DL-EPR
O valor do grau de sensitização (GS) de cada amostra testada foi calculado
através da relação Ir/Ia, onde Ir é a corrente máxima obtida na reativação e Ia e a
corrente máxima obtida na ativação (anódica). Após cada ensaio as amostras foram
analisadas metalograficamente.
Foram realizados ensaios nas seções transversais dos três blocos de teste. Na
FIG.49 estão apresentadas as amostras embutidas em resina epóxi.
Figura 49 – Aspecto das três amostras embutidas.
A solução de 0,05 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
foi a mais adequada para
a avaliação do grau de sensitização da liga 182 devido ao melhor ataque preferencial
percebido nas três amostras. A FIG.50 apresenta o gráfico DL das três amostras nesta
solução. As superfícies atacadas três amostras após o ensaio DL-EPR, também nesta
solução, estão apresentadas na FIG.51. Os valores de I
r
, I
a
e GS estão apresentados na
TAB.13.
Figura 50 – Gráfico de DL das três amostras na solução que se apresentou mais adequada (0,05 M de
H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
).
Ir
Ia
91
Figura 51 – Microestruturas das três amostras após ensaio DL das três amostras na solução que se
apresentou mais adequada (0,05 M de H
2
S0
4
+ 0,0001 M CH
3
CSNH
2
). Nota-se o ataque preferencial nas
regiões de contorno de grão.
Tabela 13: Valores das correntes de reativação, de ativação e os graus de sensitização (GS) para cada
amostra na solução 0,05M H
2
SO
4
+0,0001M CH
3
CSNH
2
.
Amostras
Ir (mA)
Ia (mA)
GS (Ir/Ia)
1
2,08
26,24
0,079
2
1,43
25,21
0,057
3
2,10
26,69
0,079
Bloco 1
Bloco 2
Bloco 3
Contornos de Grão atacados
Contorno de Grão atacado
Contornos de Grão atacados
92
Os ensaios realizados evidenciaram que a região de solda (liga 182), nas três
condições de aporte térmico, apresenta a mesma ordem de grandeza no grau de
sensitização. Considerou-se que o processo de soldagem, mesmo variando as condições
de resfriamento dos metais de solda, a aplicação de múltiplos passes não provocou ou
permitiu uma grande precipitação de Cromo em forma de carbonetos. Nas condições de
tempos e de aquecimentos decorrentes da soldagem, a presença de nióbio na liga é um
fator limitador da precipitação de carbonetos de cromo, pois o nióbio reage
preferencialmente com o carbono, dificultando a reação cromo-carbono. A confirmação
de que não há uma migração de cromo para as regiões de contorno de grão destas
amostras pôde ser vista na FIG.46 onde se verifica que não há migração de cromo ao
longo de uma região de contorno de grão.
Na liga 182 somente após tratamentos térmicos em temperaturas capazes de
sensitizar este tipo de material e permanência por um tempo prolongado é possível
encontrar valores significativos no grau de sensitização, conforme demonstrado por Tsai
et al [44].
4.3-Ensaio de Tração com Taxa de Deformação Lenta
A FIG. 52 apresenta as curvas tensão-deformação do ensaio SSRT com meio
neutro para cada um dos cps dos três blocos. Pode ser verificado que a deformação
percentual, nas três amostras, ficou próxima de 40%, a tensão variou entre um mínimo
de 532 MPa (bloco 2) e um máximo de 581MPa (bloco 1). Estes números indicam uma
semelhança de comportamento entre os três blocos quando ensaiados no meio neutro.
A FIG. 53 apresenta as curvas tensão-deformação do ensaio SSRT com meio
similar ao do circuito primário de um reator PWR de uma amostra representativa de
cada bloco. Pode ser verificado que há uma diferença significativa no comportamento
em relação à capacidade de deformação. A deformação apresentada pelo bloco 2 ficou
próxima de 40% enquanto a deformação nos blocos 1 e 3 ficou próxima de 30%. O
comportamento da tensão foi semelhante entre os três blocos, variando de um mínimo
de 523 MPa (bloco 1) e um máximo de561MPa (bloco 3).
93
Figura 52 - Gráficos de Tensão X Deformação para os três blocos, ensaiados no meio neutro.
0
100
200
300
400
500
600
0 10 20 30 40 50
Tensão (MPa)
Deformação (%)
Bloco 1 - Meio Neutro
Cp 3
0
100
200
300
400
500
600
0 10 20 30 40 50
Tensão (MPa)
Deformação (%)
Bloco 2 - Meio Neutro
Cp 1
0
100
200
300
400
500
600
0 10 20 30 40 50
Tensão (MPa)
Deformação (%)
Bloco 3 - Meio Neutro
Cp 2
94
Figura 53 - Gráficos de Tensão X Deformação para os três blocos, ensaiados no meio PWR.
CP 9
CP 9
CP 9
95
Na TAB.14 estão sumarizados os valores de propriedades mecânicas e o tempo
de ensaio em número de dias obtidas nos ensaios SSRT nos meios Neutro e PWR dos
corpos de prova dos três blocos de teste. Nota-se uma semelhança de comportamento
entre os valores apresentados no meio Neutro pelos três blocos, já os resultados das
propriedades no meio PWR apresentaram significativas reduções nos Blocos 1 e 3. No
caso do Bloco 2 os resultados indicam pouca variação entre si, sugerindo que o meio
PWR, nas condições do ensaio, afetou pouco as propriedades do material.
Tabela 14 - Valores de propriedades mecânicas e tempo de ensaio em dias obtidos nos ensaios SSRT nos
meios Neutro e PWR de todos os corpos de prova ensaiados dos três blocos.
Meio Neutro
CP
Tempo de Ensaio (dias)
σmax (MPa)
A (%)
RA (%)
Bloco 1 cp 3
17,40
581,31
42,99
50,56
Bloco 2 cp 1
17,60
532,09
43,93
48,10
Bloco 2 cp 2
16,30
532,97
38,93
51,10
Bloco 3 cp 2
18,80
570,62
41,40
58,55
Meio PWR
Bloco 1 cp 1
9,44
517,65
24,65
29,15
Bloco 1 cp 9
11,20
523,71
29,32
32,57
Bloco cp 16
12,60
529,09
33,01
36,56
Bloco 2 cp 8
16,40
528,57
38,85
50,13
Bloco 2 cp 9
15,40
541,19
39,53
41,58
Bloco 3 cp 8
10,10
522,34
25,84
28,24
Bloco 3 cp 9
11,30
561,58
31,89
37,02
Bloco 3 cp 12
12,10
576,24
30,33
29,01
Na TAB.15 estão apresentados os valores obtidos no ensaio SSRT somente no
meio PWR.
Os valores obtidos foram separados com o objetivo de se evidenciar as
diferenças de propriedades e dos tempos de ensaio apresentadas pelos corpos de prova
do bloco 2 em relação aos corpos de prova dos Blocos 1 e 3. As médias de tempo de
ensaio e de redução de área apresentadas pelos corpos de prova do Bloco 2 foram
superiores em mais de 40% às médias de tempos de ensaio e de reduções de área nos
corpos de prova dos Blocos 1 e 3. A média do alongamento do Bloco 2 foi superior em
35% à média dos alongamentos dos Blocos 1 e 3. As médias das tensões apresentaram
pouca variação entre si.
96
Tabela 15 - Valores de propriedades mecânicas e tempo de ensaio em dias obtidos nos ensaios SSRT no
meio PWR. Os resultados foram separados de modo a verificar a diferença nos resultados apresentados
pelo cps do bloco 2. Nota-se a diferença significativa nos valores de tempo de duração, alongamento e
redução de área, circulados em vermelho.
CP
Tempo de Ensaio (dias)
σmax (MPa)
A (%)
RA (%)
Meio PWR
Bloco 1 cp 1
9,44
517,65
24,65
29,15
Bloco 1 cp 9
11,20
523,71
29,32
32,57
Bloco 1 cp 16
12,60
529,09
33,01
36,56
Média
11,08
523,48
28,99
32,76
Desvio Padrão
1,58
5,72
4,19
3,71
Bloco 3 cp 8
10,10
522,34
25,84
28,24
Bloco 3 cp 9
11,30
561,58
31,89
37,02
Bloco 3 cp 12
12,10
576,24
30,33
29,01
Média
11,17
553,39
29,36
31,42
Desvio Padrão
1,01
27,87
3,14
4,87
Bloco 2 cp 8
16,40
528,57
38,85
50,13
Bloco 2 cp 9
15,40
541,19
39,53
41,58
Média
15,90
534,88
39,19
45,86
Desvio Padrão
0,71
8,92
0,48
6,05
As relações de redução de propriedades entre o meio de teste e o meio neutro,
definidas pela norma ASTM G129 04, estão mostradas na TAB 16. Pode ser verificado
que os valores apresentados pelos cps referentes aos Blocos 1 e 3, com aportes térmicos
de 850 e 980 J/mm, respectivamente, mostraram reduções entre 35 e 40% nas três
relações avaliadas. Já os cps do Bloco 2, com aporte térmico de 2.500 J/mm,
apresentaram-se pouco afetados pelo meio PWR, isto é, a redução média das relações
avaliadas ficou em torno de 7%. É possível verificar que em alguns casos não houve
redução nos valores de propriedades, houve até ligeiros aumentos (valores acima de
100%), isto, porém, deve ser considerado somente como variação normal, não sendo
considerada redução de propriedade.
De acordo com a ASTM G 129 04 a avaliação do fenômeno do trincamento
assistido pelo ambiente, neste caso a corrosão sob tensão, se dá, geralmente, pela
avaliação das taxas de redução do tempo de falha, redução do alongamento e redução da
área (EQ.4, 5 e 6) e a indicação da susceptibilidade do material ao fenômeno da CST
está baseada no decréscimo dessas taxas em relação à unidade.
97
Os valores obtidos, apresentados na TAB.16, podem ser comparados com o
gráfico da FIG.54, nesta figura pode ser visualizada a grande diferença de
comportamento do Bloco 2 em relação aos Blocos 1 e 3.
Tabela 16 - Valores de RTTF, RE e RRA obtidos nos ensaios SSRT.
Amostra
Relação
RTTF
RE
RRA
Bloco 1
cp 1/cp 3
0,54
0,57
0,57
cp 9/cp 3
0,64
0,68
0,64
cp 16/cp 3
0,72
0,76
0,72
Médias
0,64
0,67
0,65
Desv Pad
0,09
0,09
0,07
Bloco 2
cp 8/cp 1
0,93
0,88
1,04
cp 8/cp 2
1,06
0,99
0,98
cp 9/cp 1
0,87
0,89
0,86
cp 9/cp 2
0,94
1,01
0,81
Médias
0,94
0,95
0,93
Desv Pad
0,05
0,06
0,10
Bloco 3
cp 8/cp 2
0,53
0,62
0,48
cp 9/cp 2
0,60
0,77
0,63
cp 12/cp 2
0,64
0,73
0,49
Médias
0,59
0,71
0,53
Desv Pad
0,05
0,07
0,08
Figura 54 – Comparação dos valores de RTTF, RE e RRA para os três blocos.
Os aspectos das superfícies das fraturas vistas ao MEV, de três corpos de prova
ensaiados no meio neutro, estão apresentados na FIG. 55. Todas as amostras ensaiadas
neste meio fraturaram de forma dúctil, isto é, 100% das suas superfícies apresentam as
microcavidades (dimples) características deste mecanismo de fratura.
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
Relações de redução - CST
RTTF
REE
RAA
Bloco 1
Bloco 2
2
Bloco 3
%
1/3
9/3
16/3
8/1
8/2
9/1
9/2
8/2
9/2
12/2
RTTF
RE
RRA
Relações
RTTF / RE / RRA
98
Figura 55 – Fotografias ao MEV das superfícies das fraturas das amostras ensaiadas no meio neutro,
apresentando fratura dúctil. À direita fotografias ao MEV evidenciando o aspecto de fratura dúctil,
caracterizada por microcavidades, presentes em todas as fraturas, sendo a totalidade da fratura nos cps
ensaiados no meio neutro.
Bloco 1 cp 3
Bloco 2 cp 2
Bloco 3 cp 2
1mm
99
Os aspectos das superfícies das fraturas vistas ao MEV, de três corpos de prova
ensaiados no meio PWR estão apresentados na FIG. 56. Em todas as amostras ensaiadas
no meio PWR verificou-se a presença de áreas com fratura frágil intergranular. Porém, a
maior parte das áreas superficiais fraturadas apresenta fratura dúctil.
Figura 56 – Fotografias ao MEV das superfícies das fraturas ensaiadas no meio PWR. As áreas circuladas
são as principais áreas de fratura frágil, decorrentes do fenômeno de CST. O restante destas superfícies
apresentou fratura dúctil.
Bloco 1 cp 1
Bloco 2 cp 8
Bloco 3 cp 8
1mm
1mm
100
Os corpos de prova ensaiados no meio PWR apresentaram em suas superfícies
de fratura áreas com fratura frágil e áreas com fratura dúctil, com predominância desta
última em todas as amostras. Em uma avaliação qualitativa, dividindo-se a superfície
fraturada em quatro quadrantes, com cada quadrante correspondendo a 25% da
superfície de fratura, verificou-se que a área de fratura frágil de todas as amostras
ensaiadas se manteve entre 10 e 20% do total da área da superfície de fratura. Os
aspectos característicos das fraturas frágeis estão apresentados na FIG. 57.
Na FIG. 58 estão apresentados os aspectos de uma transição dúctil/frágil, com
maior ampliação, nota-se o aspecto do trincamento intergranular (interdendrítico) das
regiões de corrosão sob tensão.
A microestrutura da solda foi caracterizada para correlacionar a corrosão sob
tensão com os aspectos microestruturais. A microestrutura consiste de grãos colunares
grosseiros que estão alinhados na direção topo-raiz. Contornos de grão de alto ângulo
delimitam colônias de dendritas com diferentes orientações. Estes grãos têm uma forma
colunar (forma de canudo), como mostrada na FIG. 59, que é oriunda da interpenetração
natural das dendritas quando da solidificação das mesmas. O grau de desencontro desses
contornos é controlado pela diferença de orientação entre os feixes de dendritas
adjacentes; contornos de grão com grandes defasamentos são chamados de contornos de
alta energia ou de alto ângulo.
101
Figura 57 – Fotografias apresentando fratura frágil, caracterizada pelo aspecto intergranular.
Bloco 1 cp 16
Bloco 2 cp 8
Bloco 3 cp 8
102
Figura 58 – Fotografia apresentando aspecto da transição fratura frágil/dúctil. Bloco 3 cp 12
Figura 59 – Fotografia ao MEV evidenciando a forma colunar (forma de canudo) causada pela natureza
da interpenetração das dendritas quando da solidificação. Bloco 3 cp 8
103
O aspecto da superfície das trincas geradas sob condições de CST nos ensaios
SSRT, mostraram que a fratura é predominantemente intergranular nas áreas onde
ocorreu a corrosão sob tensão e dúcteis no restante do material. As trincas se
propagaram, preferencialmente, ao longo dos contornos de grão de alto ângulo, nas
fronteiras que separam as colônias de dendritas com diferentes orientações
cristalográficas.
Variações na resistência ao trincamento podem estar associadas às diferenças na
estrutura do contorno de grão (por exemplo, as diferenças de alinhamento, precipitados
ou segregação) ou a orientação relativa dos contornos de grão à tensão aplicada. Os
contornos de grão das amostras do bloco 2 são menos evidentes, sob as mesmas
condições de ataque, que os contornos dos outros dois blocos.
As trincas intergranulares circunavegam áreas resistentes, deixando para trás, em
relação ao avanço da trinca, ligamentos ininterruptos e que apresentaram fraturas
dúcteis, conforme pode ser percebido na FIG. 60.
Figura 60 – Fotografia ao MEV evidenciando trincas intergranulares circunavegando áreas resistentes à
corrosão, deixando para trás, em relação ao avanço da trinca, ligamentos ininterruptos e que apresentaram
fraturas dúcteis. Bloco 2 cp 8.
104
Scott [46] concluiu que a iniciação de trincas na Liga 182 está associada a
elevada deformação plástica de contornos de grão de alta energia, perpendiculares à
tensão aplicada, sem que tivesse ocorrido o envolvimento de defeitos resultantes do
processo de soldagem.
Peng et al [20] em seu trabalho, utilizando o método de análise pela difração de
elétrons secundários (EBSD), empregado para estudos da orientação dos contornos de
grão em ligas metálicas, classificaram e avaliaram quantitativamente os contornos de
grãos de uma liga 182, em três grupos: (i) de baixo ângulo, (ii) reticulados coincidentes
e (iii) de alto ângulo aleatórios. Verificou-se que os grãos eram caracterizados por uma
grande quantidade de contornos de alto ângulo aleatórios (72%), uma menor quantidade
de baixo ângulo (21%) e a fração de reticulados coincidentes representava cerca de 7%.
Estes resultados indicaram que, devido à diferente história termo-mecânica, a
distribuição dos contornos de grão na liga 182 é diferente da liga 600. O metal de solda
tem frações mais elevadas de alto ângulo, menor fração de baixo ângulo e,
praticamente, não tem reticulados coincidentes.
Alexandreanu et al [47] em sua pesquisa sugerem que um contorno de grão com
baixa desorientação, como seria o caso de dois grãos vizinhos que partilham uma
orientação semelhante, seria menos suscetível à deformações, e consequentemente a
propagação de trincas. Por outro lado, uma forte desorientação em um contorno de grão
sugere uma incompatibilidade de tensões naquela região, tornando-a mais suscetível à
fratura.
Seifert et al [21] afirmaram que trincas crescem mais rapidamente ao longo de
contornos de grão de alto ângulo ou alta energia na direção principal do crescimento
dendrítico e também ao longo de contornos de grãos de alto ângulo perpendiculares a
direção do crescimento dendrítico, porém paralelos à direção de soldagem. O
crescimento de trincas nos contornos de grão de alto ângulo, perpendiculares às
dendritas colunares é significativamente mais lento.
Quando ocorre solidificação de austenita primária, caso da liga 182, a
microestrutura é completamente austenítica após a solidificação, constituída de
dendritas ou células de solidificação cujo aspecto metalográfico pode ser visualizado
devido à segregação ocorrida durante a solidificação.
Os contornos de grão de alto ângulo decorrentes de grãos com diferentes
orientações cristalográficas, delineados após o ataque, foram os mais observados em
105
todas as análises metalográficas realizadas. Sendo mais facilmente visualizados nas
amostras referentes aos Blocos 1 e 3 devido ao ataque mais pronunciado.
O aporte térmico diferenciado, aplicado nas três amostras, teve um papel
preponderante nas condições de solidificação de cada uma delas. Nas amostras cujos
aportes térmicos foram menores e as velocidades de soldagem foram semelhantes entre
si, a solidificação foi acelerada e, no Bloco 3 a solidificação foi mais acelerada ainda
devido a refrigeração aplicada. Nestes casos, onde a velocidade de solidificação foi
maior, maior velocidade de soldagem e menor aporte térmico, puderam ser verificadas
significativas reduções nos valores dos fatores que avaliam o processo de CST, estas
amostras apresentaram significativas reduções nas relações: RTTF, RE e RRA, isto é,
foram mais susceptíveis ao trincamento por corrosão sob tensão. Além disto, nas
análises metalográficas seus contornos de grão de alto ângulo se mostraram mais
evidentes e numerosos.
Desta forma, a maior resistência à corrosão sob tensão apresentada pelo bloco 2
é decorrente das condições de solidificação da liga de níquel 182. O maior aporte
térmico aplicado decorrente da menor velocidade de soldagem permitiu uma
solidificação mais lenta com conseqüente aumento do tamanho do grão e, quando da
solidificação dos múltiplos passes de solda, mais contornos de grãos de alto ângulo ou
seções destes contornos baixassem seus níveis de energia favorecendo a coincidência de
seus reticulados, ou seja, podendo-se concluir que a orientação cristalográfica foi tal que
a estrutura atômica dos grãos adjacentes manteve um elevado nível de coincidência,
fazendo que estes contornos, em particular, apresentassem maior resistência ao
trincamento por corrosão sob tensão e também ao ataque metalográfico.
Outro aspecto a ser ressaltado é a confirmação do efeito do tamanho de grão que,
em geral, tende a diminuir a susceptibilidade ao trincamento por corrosão sob tensão de
uma liga à medida que aumenta [30]. Neste caso a amostra com o maior tamanho de
grão, bloco 2, apresentou a maior resistência ao trincamento por corrosão sob tensão em
relação às amostras com o menor tamanho de grão, blocos 1 e 3.
material à frente da ponta da trinca e que está diretamente relacionado à deformação
lenta provocada pelo ensaio.
106
5–CONCLUSÕES
Pelos resultados obtidos nesta pesquisa pode-se concluir que:
1- A condição de maior aporte térmico apresentou menor susceptibilidade à
corrosão sob tensão. O comportamento do material nesta condição se
mostrou similar tanto no teste em meio neutro quanto no meio PWR.
2- O trincamento por corrosão sob tensão se propagou de forma intergranular
em todas as condições analisadas.
3- O aumento do aporte térmico de soldagem afetou a microestrutura da zona
fundida provocando o aumento do tamanho de grão e favorecendo ao melhor
arranjo atômico, permitindo que os contornos de grãos de alto ângulo
baixassem seus níveis de energia possibilitando uma maior coincidência de
seus reticulados.
4- O grau de sensitização da liga 182, nas condições estudadas, apresentou uma
similaridade em todos os casos, caracterizando uma reduzida precipitação de
carbonetos de cromo nos contornos de grão. A variação do aporte térmico de
soldagem não foi suficiente para alterar seu comportamento em relação à
sensitização.
107
6–CONTRIBUIÇÕES ORIGINAIS
Em função dos resultados obtidos nesta pesquisa, foi possível evidenciar as seguintes
contribuições originais:
Constatação da influência significativa do aporte térmico de soldagem no
comportamento frente à corrosão sob tensão da liga níquel 182, ampliando-se o
leque das variáveis a serem consideradas quando da avaliação do
comportamento desta liga frente à corrosão sob tensão
Evidenciação do baixo grau de sensitização da liga 182 no estado bruto de
soldagem, mesmo variando-se o aporte térmico de forma significativa.
108
7–SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Baseando-se nos resultados obtidos e nas condições peculiares desta pesquisa,
caracterizada por longos períodos de ensaios, considera-se que alguns aspectos possam
ser explorados de forma mais aprofundada:
Verificação e comparação do tempo necessário para o início da trinca por
corrosão sob tensão nas três diferentes condições de soldagem.
Determinação das velocidades de propagação das trincas nas três
diferentes condições de aporte térmico.
Verificação do efeito de tratamentos térmicos, em termos de tempo e
temperatura nas condições de: grau de sensitização, microestrutura e
comportamento frente à corrosão sob tensão da liga 182, considerando-se os
diferentes aportes térmicos.
Verificar o efeito da variação dos parâmetros operacionais de um reator
PWR (temperatura e pressão) no comportamento frente à corrosão sob
tensão nas três diferentes condições de aporte térmico de soldagem
109
ABSTRACT
Stress corrosion cracking (SCC) of alloy NiCrFe (INCONEL® 600) is one of the
most important material degradation issues in primary water of pressurized water
reactors (PWR). A number of studies have been performed on the nucleation and
propagation of SCC and several mechanisms based on observed phenomena were
proposed.
Although the mechanistic models such as the slip dissolution, hydrogen embrittlement
and internal oxidation have been proposed, none of them has been fully established to
explain primary water SCC (PWSCC). Additionally it is well accepted that
characteristics of surface oxide layers play an important hole in PWSCC of the alloy
NiCrFe (INCONEL® 600) from a number of studies that have been performed on the
structure, composition and thickness of the oxide layers. However there is no general
agreement on the mutual relation between the oxide layer characteristics and the origin
of the SCC.
Alloy NiCrFe (INCONEL® 600) susceptibility in primary water has received an
enormous research effort for many years since the alloy 600 steam generators tube
degradation started. A significant amount of information is available to characterize the
susceptibility of Alloy 600. However, alloy 600 susceptibility is strongly dependent on
the thermo mechanical history and both the crack initiation time and the crack growth
rate. The influence of several parameters (grain boundary carbide distribution, grain size
and yield strength) on crack initiation time has been determined. However the exact
moment of the crack initiation is not well determined. Additionally modifications on the
weld parameters also could affect the behavior of that susceptibility, since parts of the
welds are made manually and been subjected the process variations.
This work evaluates the influence of the weld heat input on the PWSCC of 182
nickel alloy considering three different conditions: normal, super-heated and cooled,
samples tested by SSRT; and also evaluate the initiation time. All the specimens were
taken from the dissimilar welded test blocks and tested under the PWR environment.
It was found that higher heat input increases the ratios shall be utilized in
evaluating SSRT test, it means reduces the stress corrosion cracking susceptibility.
Keywords: Heat input, Crack initiation, Dissimilar welding, Stress corrosion cracking,
Inconel 182.
110
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117
Apêndice
Neste apêndice estão apresentados os resultados dos ensaios e análises
realizados na chapa de teste que foi utilizada para qualificação do procedimento de
soldagem. Estes resultados estão apresentados de forma separada para permitir que os
resultados apresentados pelos blocos de teste fossem apresentados em sequência, sem
serem confundidos com os resultados aqui apresentados uma vez que os testes foram
similares no aspecto de caracterização de material.
Da chapa de qualificação também foram retirados corpos de prova para o ensaio
de dobramento quadriapoiado. Este ensaio buscou avaliar o início do fenômeno de
corrosão sob tensão. O ensaio foi finalizado após 5952 horas de teste e, mesmo neste
tempo, não foi possível visualizar nenhum processo de iniciação de trinca.
A.1 Análise Química
Foram analisados por espectrometria de absorção atômica os materiais utilizados
na preparação das amostras. Os resultados das análises químicas dos metais estão
apresentados na TAB.17.
Tabela 17 – Composição química dos metais.
Elemento
Chapa ASTM A
508 G3
Aço Inoxidável
AISI 316
Vareta Liga 82
(metal depositado)
Eletrodo Liga 182
(metal depositado)
Carbono
0,2135
0,0234
0,0400
0,0470
Manganês
1,3369
1,4581
2,8100
5,8100
Silício
0,2274
0,4757
0,0900
0,5720
Fósforo
0,0059
0,0216
0,0030
0,0150
Enxofre
0,0034
0,0030
0,0010
0,0060
Cromo
0,0892
16,7322
19,6000
14,9300
Níquel
0,6823
9,8349
73,1000
71,8200
Molibdênio
0,5054
2,0975
--
--
Titânio
0,0014
0,0291
0,3500
0,1830
Vanádio
0,0056
0,1088
--
--
Nióbio
0,0022
0,0199
2,4400
1,8900
Alumínio
0,0117
0,0111
--
--
Ferro
Rest.
Rest.
Rest.
Rest.
118
A.2 Microdureza
Foram realizados ensaios de microdureza Vickers (HV
0,1
) na seção transversal
da junta soldada da chapa. A FIG. 61 mostra as posições ensaiadas na chapa de teste e
Nas FIG. 62 a 65 estão apresentados os perfis de dureza encontrados.
Figura 61- Fotografia mostrando as orientações (perfis) dos ensaios de microdureza na chapa de teste.
Figura 62 - Gráfico demonstrando a microdureza do perfil 1 na chapa de teste.
0
50
100
150
200
250
300
0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00
Dureza (HV0,1)
Distância (mm)
Perfil 1
A 508
Liga 182
Liga 82
AISI 316L
119
Figura 63 - Gráfico demonstrando a microdureza do perfil 2 na chapa de teste.
Figura 64 - Gráfico demonstrando a microdureza do perfil 3 na chapa de teste.
0
50
100
150
200
250
300
0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00
Dureza (HV0,1)
Distância (mm)
Perfil 2
0
50
100
150
200
250
300
0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00
Dureza (HV0,1)
Distância (mm)
Perfil 3
Raiz
Topo
A 508
AISI 316L
120
Figura 65 - Gráfico demonstrando a microdureza do perfil 4 na chapa de teste.
Os resultados mostram que os valores de microdureza Vickers obtidos na ZAC
do aço A508 foram muito próximos aos obtidos para os metais de solda da liga 82 e
182. Estes resultados demonstraram que o tratamento térmico pós-soldagem, aplicado
após a operação de amanteigamento, foi apropriado para eliminar a estrutura
martensítica e, consequentemente, para a diminuição da tensão residual presente nesta
região. Estes perfis, juntamente com os perfis 2 e 4 do metal de solda da liga 182 e do
amanteigamento liga 82, mostram valores de microdureza variando entre 180 e 270 HV.
0
50
100
150
200
250
300
0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00
Dureza (HV0,1)
Distância (mm)
Perfil 4
Raiz
Topo
121
A.3 Macrografia
A análise macrográfica revelou uma textura característica de uma união soldada,
evidenciando a orientação da textura de solidificação direcionada pelo fluxo térmico
normal à direção de soldagem, composto de grãos de austenita. A FIG. 66 apresenta o
aspecto macrográfico da chapa de teste evidenciando as regiões da solda
Figura 66 - Aspecto macrográfico da chapa de teste evidenciando as regiões da solda
Chapa
A 508
Liga 82
Liga 182
AISI 316L
10mm
Largura do cordão
122
A.4 Micrografia
A FIG.67 apresenta o aspecto micrográfico de todas as seções da junta soldada
da chapa de teste.
Figura 67 – Aspecto micrográfico da chapa de teste evidenciando as regiões 2, 3 e 4 da solda.
2
2
3
3
4
4
123
A.5 Retirada de corpos de prova para o ensaio de dobramento quadriapoiado
A chapa de teste também foi utilizada para a retirada dos corpos de prova para o
ensaio de dobramento quadriapoiado, a forma de retirada dos cps nas posições
transversal e longitudinal em relação ao eixo da solda está mostrada na FIG.68. A
retirada dos corpos de prova foi realizada empregando-se o corte por eletroerosão a fio,
de modo a não gerar qualquer encruamento decorrente da força de corte, evitando-se
assim o aparecimento de tensões residuais nas superfícies das amostras a serem
ensaiadas. O aspecto das amostras após a retirada dos corpos de prova pode ser
visualizado na FIG.69.
Figura 68 – Localização da retirada de corpos de prova para ensaio de dobramento quadriapoiado na
chapa de qualificação.
ASTM A 508
AISI 316L
Enchimento
liga 182
Corpos de
prova
Longitudinais
Corpos de
prova
Transversais
CP A
CP H
124
Figura 69 – Detalhe das posições de retirada, por eletroerosão a fio, dos corpos de prova para o ensaio de
dobramento quadriapoiado na chapa de qualificação.
A.6 Ensaio de Dobramento Quadriapoiado
O teste denominado de ensaio de dobramento quadriapoiado ou em inglês “Four
Point Bend Test” padronizado pela ASTM Standard G 39 [40], abrange o projeto,
preparação e utilização de corpos de prova para determinação do início da corrosão sob
tensão. São apresentadas diferentes configurações de corpos de prova para utilização
com produtos de diferentes formas. Este método é aplicável a corpos de prova, de
qualquer tipo de material metálico, carregados com níveis de tensões inferiores ao seu
limite de escoamento. A tensão de carregamento pode ser calculada ou medida. Os
cálculos da tensão por este método não se aplicam para corpos de prova tensionados
dentro do campo plástico. Este procedimento é para teste de corrosão sob tensão em
ambientes gasosos ou líquidos. Este método envolve a deformação do corpo de prova
pela aplicação de um esforço de dobramento.
A tensão aplicada é determinada em função do tamanho do corpo de prova e da
deflexão de dobramento. O corpo de prova deformado e levado ao ambiente de teste e o
tempo requerido para o aparecimento das trincas é então determinado. Este tempo até o
trincamento é usado como medida da resistência à corrosão sob tensão naquele
ambiente e naquele nível de tensão [40].
De acordo com a norma podem ser utilizadas diversas montagens de corpos de
prova, com dois apoios, três apoios e quatro apoios, o quadriapoiado ou “four point
bending” que está apresentado na FIG.70.
125
Figura 70– Desenho esquemático de uma montagem de um corpo de prova o ensaio de dobramento
quadriapoiado.
Neste tipo de montagem consegue-se uma uniformidade na distribuição da
tensão de tração longitudinal na superfície convexa da amostra ensaiada do corpo de
prova, que se situa entre os pontos de apoios internos. A tensão decresce linearmente a
zero dos pontos de apoios internos até os pontos de apoios externos. Apesar da maior
dificuldade na elaboração dos dispositivos de ensaio a grande área tensionada e
uniforme desta montagem faz com que este tipo de arranjo seja mais interessante que os
de dois ou três pontos de apoio, também padronizados pela norma, e é particularmente
adequado para o ensaio de materiais soldados [40].
Na montagem e preparação dos corpos de prova também são necessários
dispositivos de suporte, de deformação e de medição da deflexão. O dispositivo de
suporte deve dimensionado para resistir, sem deformação, ao esforço aplicado ao corpo
de prova e que não seja afetado pelo meio ambiente do teste, ou seja, o dispositivo de
deformação também deve suportar a ação do meio sem se deteriorar e interferir no
resultado do ensaio [40].
O corpo de prova deve ser uma tira plana de seção retangular e espessura
uniforme. É desejável que suas condições superficiais não influenciem nos resultados
dos testes. Todos os corpos de prova devem ser preparados da mesma forma e
apresentar as mesmas condições superficiais.
Para o cálculo da tensão é utilizada a expressão a seguir [40]:
22
43
12
AH
Ety
EQU. 7
Onde: σ é a tensão atuante, E é o módulo de elasticidade do material testado, t é a
espessura do corpo de prova, y é a deflexão, H é a distância entre os apoios externos e A
é a distância entre os apoios externos e internos consecutivos, mostrados anteriormente
na FIG. 70.
Corpo de prova
126
Paro o ensaio de iniciação de trincas por corrosão sob tensão no dobramento
quadriapoiado os corpos de prova foram produzidos com as seguintes dimensões: 2mm
de espessura, 12mm de largura e 60mm de comprimento. Todos foram submetidos a um
processo de lixamento com lixas nas granulometrias 600, 1000, 1200 e 2000 seguido de
polimento com pasta de diamante nas granulometrias de 3µm e 1µm. Esta operação foi
realizada somente nas respectivas faces inferiores dos corpos de prova, isto é, na face
voltada para a raiz da solda. Todas as superfícies flexionadas são aquelas orientadas
para a direção da raiz da solda, criando-se assim uma tensão trativa na raiz da solda,
condição semelhante das partes sob pressão nos circuitos dos reatores, conforme
demonstrado na FIG.71.
Figura 71 - Esquema de flexão dos corpos de prova
Depois de polidos foram montados em dispositivos conforme FIG. 72,
projetados para suportar tanto o esforço aplicado ao corpo de prova quanto à ação
corrosiva do meio. No dispositivo de teste os corpos de prova foram fletidos até se
atingir a deformação calculada, cuja tensão correspondente ficou abaixo do limite
elástico do material, e em seguida foram introduzidos no equipamento de teste.
Figura 72 - Fotografia da montagem dos cps nos dispositivos que são alocados dentro da autoclave. As
bases foram fabricadas na liga 600, os parafusos, as porcas, os pinos e as arruelas foram fabricados em
aço inoxidável AISI 316
Base
Parafuso
e porca
Arruelas
Pinos
Corpo de prova
127
Para o cálculo da deflexão necessária utilizou-se a fórmula (EQ.5) definida pela
norma ASTM G 39 para o sistema quadriapoiado. A seguir estão apresentadas as
características consideradas para o cálculo da deflexão necessária para se aplicar uma
tensão inferior ao limite de escoamento do material.
Limite de Escoamento: σ = 250 MPa
Módulo de elasticidade: E = 20 GPa
Espessura (medido): t = 2,12mm
Distância entre apoios externos: H = 40mm
Distância entre apoios internos: A = 10mm
A retirada dos corpos de prova do equipamento de teste para avaliação do
processo de iniciação se deu a cada 1500 horas a partir do início dos testes, os corpos de
prova foram inspecionados em microscópios ótico e eletrônicos de varredura. Em
seguidas as amostras eram montadas de volta no equipamento de teste.
Da chapa de teste foram retirados todos os corpos de prova para o trabalho de
avaliação do processo de iniciação de trincas no teste de dobramento quadriapoiado.
Foram retirados nos sentidos transversais e longitudinais em relação ao eixo da solda. A
TAB. 18 apresenta o total de experimentos:
Tabela 18– Quantidade de Cps para o ensaio de dobramento quadriapoiado.
Posição
Direção de Retirada
Quantidade de Cps
1T
Transversal (T)
8 (A/B/C/D/E/F/G/H)
1L
Longitudinal (L)
8 (A/B/C/D/E/F/G/H)
2T
Transversal (T)
8 (A/B/C/D/E/F/G/H)
2L
Longitudinal (L)
8 (A/B/C/D/E/F/G/H)
As amostras foram lixadas até a lixa de grana 2000 em seguida foram polidas em
pasta de diamante com granulometria de 3µm e 1µm. Após esta preparação foram
montadas e deformadas elasticamente com cargas inferiores, em torno de 10%, ao limite
de escoamento. Os valores utilizados para se obter as tensões aplicadas estão mostrados
na TAB.19. As amostras preparadas conforme mostrado na FIG. 73, foram
acondicionadas em um suporte mostrado na FIG. 74, em seguida foram acondicionadas
na autoclave. O ensaio iniciou-se em 20 de junho de 2009 e foi encerrado em 07 de
maio de 2010. O tempo total em que as amostras permaneceram nas condições de teste
foi de 5952 horas equivalentes a 248 dias em teste contínuo.
128
Tabela 19 Valores calculados para Y
CP
Espessura (mm)
y-calc (mm)
m-Montagem (mm)
m + y (mm)
1LH
2,12
0,2162
12,01
12,2262
2LH
2,12
0,2162
11,94
12,1562
1TH
2,15
0,2132
11,98
12,1932
2TH
2,12
0,2162
12,16
12,3762
Figura 73 – Amostras polidas deformadas após montagem e esquema ilustrativo da deformação aplicada.
Figura 74 – Dispositivo de montagem das amostras e sua posição na autoclave
129
As superfícies das amostras ensaiadas, retiradas a cada 1500 horas, foram
avaliadas ao MO e MEV. O aspecto das mesmas, visualizados na análise pelo MEV,
após 3000 horas e 5952 horas está apresentado nas FIG.75 e FIG.76, respectivamente.O
aspecto visual das amostras ao final do ensaio esta apresentado na FIG.77.
Figura 75 – Fotografias ao MEV do CP 1LH após 3000 horas, nota-se formação de óxidos
Figura 76 – Fotografias ao MEV do CP 1TH após 5952 horas, nota-se a superfície completamente
oxidada.
130
Figura 77 – Fotografias das amostras após 5952 horas notam-se as superfícies completamente oxidadas e
nenhuma evidência de trinca, as peças recém retiradas da autoclave ainda se apresentam molhadas.
Kamaya et al [45] em seu trabalho de iniciação de trincas em liga de aço AISI 304,
sensitizadas, em água a elevada temperatura afirma ser muito difícil evidenciar o
comportamento inicial da trinca de corrosão sob tensão.
Após análise detalhada das superfícies ao MO e MEV, inclusive através da análise
micrográfica da seção transversal das amostras, não foi evidenciada a presença de
trincas ou pites em nenhuma das amostras ensaiadas após as 5952 horas de teste
contínuo.
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