AVALIAÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM, REPARO E REVESTIMENTO POR MEIO DA SIMULAÇÃO NUMÉRICA POR ELEMENTOS FINITOS.

Transcrição

1 AVALIAÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM, REPARO E REVESTIMENTO POR MEIO DA SIMULAÇÃO NUMÉRICA POR ELEMENTOS FINITOS. Autores: Olivier Ludwig 1, Yannick Vincent 2 1 ESI South America, Av. Pedroso de Morais, 1619 conj CEP : São Paulo SP BRASIL 2 ESI Group, Le Récamier - 70 rue Robert, LYON, FRANÇA Trabalho a ser apresentado durante a Rio Welding 2014 As informações e opiniões contidas neste trabalho são de exclusiva responsabilidade do(s) autor(es). INTRODUÇÃO: Este trabalho propõe-se a explicar as metodologias de modelamento e de análise de resultados disponíveis para simulação numérica de processos de soldagem, tratamento térmico, usinagem, soldagem de reparo e revestimento usando o software SYSWELD da ESI Group. O estudo foca-se em um exemplo de uma parte de um bocal ( nozzle ) de um reator nuclear de água pressurizada ( Pressurized Water Reactor, PWR). Este tipo de equipamento é geralmente feito de materiais dissimilares, unindo, por exemplo, um aço inox de alto teor em cromo e um aço carbono por meio de amanteigamento e soldagem, onde o metal de aporte é uma liga de níquel do tipo Inconel. O revestimento, também feito com Inconel, tem como objetivo proteger o aço carbono da corrosão. Este componente é sujeito ao fenômeno de fissuração por corrosão sob tensão ( Stress Corrosion Cracking, SCC) agravado por, entre outros, empobrecimento do aço inox em cromo e tensões residuais de soldagem e revestimento, além do ambiente químico. A Figura 1 mostra uma configuração típica de união de materiais dissimilares num equipamento deste tipo e o cenário de formação de trinca do tipo SCC. Para controlar a integridade do equipamento torna-se fundamental a avaliação das tensões residuais de soldagem. Essas tensões podem ser medidas por varias técnicas, por exemplo, falando da mais precisa e que permite uma analise na espessura do material, a difração de nêutrons, técnica destrutiva e dispendiosa. A simulação numérica usando a metodologia dos elementos finitos (FEM) torna-se uma ferramenta cada vez mais útil na previsão e análise dessas tensões nos equipamentos de vaso de pressão, uma vez que validada com comparações de tais medições (veja as referências [1,2,3]). Esses trabalhos mostram que, levando em conta os fenômenos físicos relevantes e as apropriadas leis de comportamento mecânico de

2 material, é possível alcançar uma previsão quantitativa dessas tensões. Para isso é necessário contemplar a dependência das propriedades em função da temperatura e das fases metalúrgicas formadas durante a soldagem. Amanteigamento ca 5cm Metal de solda Aço Carbono Fissuras circunferenciais Aço Inox Fissuras axiais Figura 1: Formação de trincas de tipo SCC na região de solda de um equipamento feito por metais dissimilares MATERIAIS E MÉTODOS: Por motivos de confidencialidade e segurança, a geometria e os materiais deste trabalho não representam um caso industrial real. Mostramos aqui as metodologias de simulação usadas na indústria nuclear, através de geometria, condições de processo e materiais se aproximando das condições reais. Foi simulada a união de peças feitas de materiais dissimilares, basicamente a soldagem de um vaso de pressão cilíndrico de aço carbono com um tubo de aço inox 316L, bem como o amanteigamento e revestimento com ligas de Níquel. A Figura 2 mostra a geometria simulada e a Tabela 1, composição teórica dos aços. Aço Carbono SA533 / vaso de pressão Inconel 152 / Amanteigamento Aço Inox 316L / Safe End Inconel 182 / Revestimento Inconel 152 / 35 passes de solda de ranhura Figura 2: desenho do equipamento estudado C Si Mn P S Ni Cr Mo N 316L A533 Grade B Tabela 1: composição dos aços utilizados.

3 O projeto de simulação foi conduzido com o solver SYSWELD e a interface gráfica VISUAL WELD, ambos da ESI Group. Este solver de FEM tem como objetivo a simulação das consequências da soldagem sobre a microestrutura e as propriedades finais dos materiais e do equipamento. O diferencial dele é que são contemplados os efeitos térmico (condução, radiação e convecção), metalúrgico (transformação de fases) e mecânico (elasticidade, plasticidade e encruamento). Um material é composto de até 6 fases (ferrita, bainita, austenita, martensita e outras) podendo se transformar uma em outra sob o efeito da temperatura. Cada uma dela tem as suas propriedades térmicas e mecânicas (limite de escoamento, módulo de elasticidade, etc.) dependendo da temperatura. Uma computação térmica acoplada com os fenômenos metalúrgicos (calor latente de transformação) é feita em primeiro. Em seguida, o cálculo mecânico é processado. O software possui também uma variedade de lei de comportamento de material, como encruamento isotrópico não linear, encruamento cinemático, viscoplasticidade ( creep, referência [4]) e oferece ferramentas estruturais para simular o carregamento mecânico do equipamento (aplicação de pressão, força e deslocamento). Do ponto de vista térmico, o processo de soldagem ou revestimento pode ser simulado de duas maneiras. A primeira é a aplicação de uma fonte de calor definida em um sistema de coordenadas local, que se movimenta ao longo de uma linha de soldagem definida pelo usuário de maneira simples e interativa na interface gráfica. Nesse trabalho usou-se a fonte elipsoidal dupla (Goldak, referência [5]) que é bem adaptada aos processos MIG, MAG, TIG, entre outros. Na interface gráfica precisa-se informar o aporte de calor (J/m), a eficiência, as dimensões caraterísticas da fonte e a velocidade de avanço. Neste projeto foi aplicado um aporte de 700J/mm e velocidade de 9mm/s para as passes de revestimento e de 900J/mm e 12mm/s para as de soldagem. (c) Figura 3. Ilustrações da fonte de calor elipsoidal dupla, de acordo com Goldak [4]. repartição do calor no espaço, representação espacial, (c) imagem da fonte na interface gráfica, junto com os elementos dos componentes, do cordão e da linha de solda. A segunda maneira é de impor um histórico de temperatura aos elementos sendo depositados (Figura 4). Dessa forma, todos os elementos de um determinado cordão são depositados ao mesmo tempo e, por consequência, os efeitos de gradiente térmico na direção da linha de solda são desconsiderados. Em compensação, o tempo de simulação é dramaticamente reduzido, permitindo uma análise de equipamentos complexos com múltiplas etapas de soldagem e revestimento num tempo curto. Os resultados apresentados em seguida foram obtidos por meio dessa metodologia, num modelo 2D de simetria cilíndrica (eixo de rotação Y). A determinação da curva de temperatura imposta no ciclo se faz por meio de uma

4 simulação usando uma fonte móvel num modelo de tamanho e complexidade menores. Será utilizada a temperatura media dos nós de uma seção transversal do cordão assim simulado. Temperatura [ C] Figura 4: Ciclo térmico imposto. Curva temperatura [ C] vs tempo [s] para um passe de revestimento e mapa de temperatura no momento do pico. Como trata-se de soldagem e de revestimento multipasses, tem de se tomar cuidado com as propriedades dos elementos do cordão sendo depositado e a interação térmica e mecânica deles com os elementos dos cordões a serem depositados nas etapas anteriores. Uma metodologia numérica adequada e automatizada foi desenvolvida neste sentido. 1. Revestimento 20 passes Inconel Amanteigamento 28 passes Inconel Tratamento térmico 6h 600 C Aço Carbono SA Soldagem da ranhura 39 passes Inconel 152 Aço Inox 316L 5. Usinagem de rebarba 6. Retirada do flaw 7. Solda de reparo 8. Usinagem de rebarba 9. Revesitmento Overlay 38 passes Inconel 152 Figura 5: Principais etapas do processo simulado

5 As etapas do processo simulado estão visíveis na Figura 5. A superfície interna do vaso de aço carbono é revestida por 20 passes de Inconel 182, cuja utilidade prática é de prevenir a corrosão. O amanteigamento do aço carbono é realizado por 28 passes de Inconel 152; esse material serve de zona de transição para o aço inox 316L a ser soldado por meio de preenchimento da ranhura com 39 passes de solda, também de Inconel 152. Após soldagem, a usinagem de rebarba é simulada por meio de eliminação dos elementos constituindo essa região. A mesma metodologia de desativação de grupos de elementos foi aplicada também para simular o retiro de metal numa região onde se encontraria um defeito (causado, por exemplo, por uma rachadura). Essa falha foi em seguida preenchida por uma operação de soldagem de reparo (12 passes do mesmo metal) e o rebarba foi retirada. Na última etapa do projeto de simulação é feito um revestimento de proteção, chamado de overlay (38 passes de Inconel 152). Vale a pena ressaltar que a estratégia de desenho e preparação da malha deve ser definida já pensando em todas as etapas a ser simuladas, uma vez que a malha dos materiais e os grupos de elementos a serem ativados ou desativados devem existir desde o inicio da simulação. RESULTADOS E DISCUSSÕES I [MPa] Tensão na direção Z Tensão na direção Y Tensão na direção Z Figura 6: Estado de tensão após revestimento e amanteigamento e após tratamento térmico. Tensão principal I (Major Stress) Valores em MPa

6 Stress [MPa] e Temperatura [ C] Na Figura 6 observa-se o mapa de valores da tensão principal I após revestimento e amanteigamento. Valores positivos dessa tensão indicam uma tensão de tração elevada, evidenciando assim as zonas de risco para formação de trinca. A orientação dessas tensões de tração é, na maioria, direcionada em Z (tensão circunferencial), com a exceção das duas regiões marcadas, para as quais a direção é mais próxima do eixo Y. Ao lado, o estado de tensão após tratamento térmico (etapa 3) mostra uma redução, na média, das tensões por meio desse tratamento. A curva da Figura 7 traz a evolução da tensão de Von-Mises e da temperatura em função do tempo para um determinado nó do modelo. Isso permite quantificar a redução de tensão, que passa de 380 MPa para 190 MPa, no aço carbono próxima a região de amanteigamento. Temperature [ C] Tensão de Von-Mises Tempo [10 3 s] Figura 7: Evolução da tensão de Von Mises e da temperatura num determinado nó do modelo em função do tempo, durante o tratamento térmico. I [MPa] Figura 8: Estado de tensão após soldagem na ranhura e após usinagem. Tensão Principal I, valores em MPa.

7 As tensões residuais após soldagem da ranhura podem ser observadas na Figura 8. Os valores positivos (tração) encontram-se na parte superior da ranhura (exterior do vaso) e são essencialmente orientadas na direção Z, com a exceção da região marcada onde a orientação se aproxima do eixo Y. Após usinagem da rebarba observa-se uma redistribuição das tensões, os valores perto da superfície externa sendo reduzidos, mas sem grande importância. zz [MPa] Figura 9: Estado de tensão após usinagem do defeito e soldagem de reparo e após o revestimento overlay. Tensão hoop stress zz (na direção perpendicular à folha). Metal de base (cor roxo) Limite de escoamento do material [MPa] Metal transformado (Cor azul) Figura 10: Estado metalúrgico final do equipamento: evidenciando a zona termicamente afetada onde ocorreram transformações de fases e mostrando o limite de escoamento do material, valores em MPa A soldagem de reparo (etapa 7) tem grande influência na evolução das tensões residuais, como mostrado na Figura 9. Observa-se a formação de uma região de tensões de tração orientadas em Z, na região vizinha do reparo, penetrando o componente de aço inox. Assim,

8 com tensões de valor até 700 MPa, aumenta-se o risco de propagação de trincas nessa região. O interessante é que o revestimento overlay feito na etapa final redistribui fortemente essas tensões (veja a figura 9), quase eliminando o risco de tração na região de reparo, mas aumentando as tensões na vizinhança do próprio revestimento. O estado metalúrgico final do componente de aço SA533 após a última etapa de overlay pode ser analisado em termos de proporções de metal transformado, como mostra a Figura 10. O resultado indica a fração de metal de base, o valor 1 (cor roxo) sendo um metal não transformado e 0 (azul escuro) um metal totalmente transformado. O efeito do último revestimento esta visível: aumentou a extensão da zona transformada. A Figura 10 apresenta um mapa do limite de escoamento final do equipamento, contemplando os efeitos térmicos, metalúrgicos e mecânicos de todas as etapas do processo. As variações espaciais dessa propriedade no aço inox 316L e nas ligas Inconel devem-se principalmente ao encruamento por deformação plástica. O aço SA533 por sua vez apresenta variações de amplitude maior, devido às transformações de fases, entre outras, a formação de bainita. CONCLUSÕES: Foram apresentados neste trabalho os resultados de cálculo de tensões residuais de soldagem, reparo e revestimento por simulação numérica. Mostra-se que, contemplando os efeitos térmicos, metalúrgicos e mecânicos, é possível evidenciar o efeito de cada etapa no estado de tensão. Neste caso são particularmente interessantes de observar a redução de tensões residuais por meio de tratamento térmico, o efeito de soldagem de reparo e a redistribuição de tensões causada pelo revestimento de proteção com liga de tipo Inconel. A capacidade de analisar as tensões residuais como causas da trinca do tipo SCC, e o efeito das possíveis alterações de parâmetros de processos e de materiais (aporte de calor, tempo de tratamento, numero de passes de revestimento...) fazem da simulação numérica uma ferramenta cada vez mais importante na prevenção de risco na indústria nuclear. Essa metodologia aplica-se também aos equipamentos soldados da indústria de petróleo e gás, onde materiais dos mesmos tipos são utilizados e fenômenos de mesma natureza (corrosão, pressão, difusão do hidrogênio...) podem ocorrer. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS: [1] Ohms C. et al. The European Network on Neutron Techniques Standardization For Structural Integrity NET, Proc. of the ASME 2008 Pressure Vessels and Piping Conference pp. 1-13, Julho, [2] Xu J. e Gilles P. Numerical Simulation of a Single Bead on Plate and Three Pass Slot Welds in Austenitic Stainless Steel, Proc. ff the ASME 2011 Pressure Vessels and Piping Conference, pp , Julho, [3] Loose, T.; Sakkiettibutra, J.; Wohlfahrt, H. New 3D-calculations of residual stresses consistent with measured results of the IIW round robin programme, Mathematical Modelling of Weld Phenomena 9, ed. T. U. Graz, pp , (2010). [4] SYSWELD. Reference Manual, ESI Group, Version [5] Goldak, J., Chakravarti A., e Bibby M., A new finite element model for welding heat sources, Met. Trans. B, Vol.15 (2), pp