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GRUPO IIGRUPO DE ESTUDO DE PRODUÇÃO TÉRMICA E FONTES NÃO CONVENCIONAIS-GPT

ANÁLISE DE FALHA DE COMPONENTE DE TERMOELÉTRICA: UMA FERRAMENTA PARA MANUTENÇÃOPROATIVA. ESTUDOS DE CASO E RESPECTIVAS SOLUÇÕES.

Pedro Amedeo Nannetti Bernardini* - Depto Engenharia Mecânica - UFSC

Eleandro Roberto Bueno - Depto Engenharia Mecânica - UFSCLuiz Felippe - GERASUL S/A

RESUMO

A análise metalúrgica de falha de componentes mecâ-nicos tem por objetivo identificar a causa da falha eapontar soluções para a mesma. A utilização destaferramenta, dentro de uma política de manutençãoproativa, tem contribuído para a redução do índice deparadas forçadas de uma usina termelétrica e exten-são da vida útil dos equipamentos para valores alémdo originalmente projetado.

No presente trabalho são apresentados uma breverevisão bibliográfica (descrevendo as etapas metodo-lógicas da análise de falhas) e alguns tipos de falhasocorridas em plantas termelétricas. Os casos apre-sentados envolvem fraturas ocorridas por diferentesmecanismos e, em cada caso, apresenta-se o contextooperacional da ocorrência, os aspectos visuais dafalha, os métodos de análises (macro e microscópi-cos), os resultados e as sugestões de ações visandominimizar / evitar futuras ocorrências. O trabalho pre-tende contribuir para situar o leitor não familiarizadocom o assunto sobre os resultados que se pode obtercom este tipo de análise.

PALAVRAS-CHAVE

Caldeiras, Superaquecedores, Reaquecedores, Análi-se de falha – Vida Útil Residual

1.0 - INTRODUÇÃO

Falha é definida como a falta de desempenho satisfa-tório de um componente (1), podendo resultar do ex-cesso de distorção (elástica ou plástica), da fratura oude danos superficiais envolvendo perda de material(desgaste ou corrosão) (2).

No caso de plantas termelétricas, um estudo (3) clas-sificou as falhas mais freqüentes em seis categorias,que totalizam 22 causas distintas.

Publicação recente (4) indicou que a distribuição dasfalhas em duas unidades geradoras, no período de1980 a 2000 eram devidas à erosão (45%), fadiga(20%), corrosão (15%), falta de controle de qualidade(15%) e ruptura sob tensão (5%), totalizando 125 pa-radas forçadas no período. Entre 1985 e 1997, a indis-ponibilidade forçada (relação entre energia não dispo-nível e capacidade energética no período) foi de 3,32%ao passo que no período 1997 a 2000 reduziu para2,76 %. Tal redução é resultado da adoção de umapolítica de manutenção proativa que se utiliza da aná-lise de falha para identificação das possíveis causas eestabelecer ações que reduzam a possibilidade denovas ocorrências.

A metodologia empregada segue as mesmas etapasindicados na literatura (1,2,5), a saber: 1-Aquisição deinformações preliminares (contexto operacional docomponente, circunstâncias da falha, especificaçõesde projeto), 2- Documentação (fotografia) do compo-nente, 3- Exame visual do componente (visando de-terminar modo de falha e estratégia de ação), 4- En-saios de laboratório (em seqüência que seja do menospara o mais destrutivo abrangendo análises micro-fractográfica, microestrutural, química e propriedadesmecânicas), 5- Concepção de um cenário que expliquea falha fundamentando-a nas informações - resultadosobtidos, de modo consistente com todas as evidênciascoletadas e 6 - Documentação (relatório contendo osantecedentes, resultados das análises, diagnóstico dacausa da falha e sugestões de ação).

2.0 - CASOS DE FALHA

GPT/024

21 a 26 de Outubro de 2001Campinas - São Paulo - Brasil

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Apresenta-se a seguir alguns casos de falhas ocorri-dos em planta termelétrica, causados por diferentesmecanismos.

2.1 - Fratura em tubo de superaquecedor final.

A Figura 1 ilustra a fratura ocorrida após partida daunidade, em superaquecedor final, com 118.000 h deoperação, em material ASTM A213 T22. O aspecto“boca de peixe” da fratura com presença de estrias éindicativo de fluência de baixo superaquecimento en-quanto a presença de lábio fino indica elevado supera-quecimento.

A estratégia adotada consistiu em checar a especifica-ção do material, respectivo dimensionamento e anali-sar a estrutura do material em três regiões (longe dafratura, a 180° da fratura e no lábio da fratura).

Tanto a análise química do material quanto cálculos detensão de trabalho indicaram que o componen-teatendia às especificações e que estas eram compa-tíveis com as solicitações de serviço.

A microestrutura longe da fratura, ilustrada na Figura2, revelou que o material apresentava sinais de avan-çada degradação, sugerindo temperatura de operaçãoacima dos valores de projeto. Mesmo assim, tal degra-dação deveria resistir aos esforços atuantes. Medidada espessura de camada óxida interna resultou em

0,30 mm, indicando que a temperatura média de ope-ração situa-se em 565 oC, valor este 50 oC superior aode projeto.

A região a 180 graus da linha de fratura, indicada naFigura 3, ilustra que todos os carbonetos estão esfe-roidizados e presença de cavidades de fluência, evi-denciando maior temperatura nesta região do que naanterior. Na região dos lábios de fratura, ilustrada naFigura 4, observa-se presença de grãos alongados

(indicando mecanismo de ruptura dúctil). Constatou-sepresença de ferrita e produtos de decomposição daaustenita (bainita e martensita) evidenciando que afratura ocorreu em temperatura dentro da zona crítica(entre 750 e 850 oC). A quantidade relativa das fasesindica o valor mais provável a temperatura de fraturade 800 oC.

Diante de tais evidências, conclui-se que o aspectocontraditório (estrias e lábios finos) resulta de umaseqüência de diferentes mecanismos de fratura (fluên-cia e ruptura dúctil). Historicamente, o tubo operou 50oC acima do valor de projeto (515 oC), resultando napresença de estrias ocasionadas pela fluência. Toda-via a fratura ocorreu por mecanismo de ruptura dúctil(lábios finos) como resultado do aquecimento de cercade 300 oC acima da temperatura de operação. Talelevado aquecimento pode ocorrer devido a falha derefrigeração (fluxo de vapor não estabilizado) resul-tante da partida da unidade.

2.2 - Fratura em tubo de evaporador.

Figura 1: Fratura com aspectos contraditórios (lábiofino e estrias, indicada pelas setas)

Figura 2- Longe da fratura.Matriz ferrítica com predo-minância de carbonetos coalescidos e resíduos decarbonetos ainda com padrão perlítico (500 X)

Figura 3 - 180 graus da linha de fratura. Aumento 500X

Figura 4. Lábio de fratura Aumento 100 X.

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As Figuras 5 e 6 ilustram uma dentre duas fraturassimilares ocorridas em tubo de evaporador com227.000 h de operação, sendo que. uma fratura ocor-reu em serviço e outra durante teste hidrostático.

Análise do material indicou estar de acordo com espe-cificação de projeto (DIN St 45.8 / DIN17175/79 /ASTM A 106). Para a espessura de parede (afinadapela corrosão), cálculo da tensão circunferencial doteste hidrostático resultou 221 MPa, sendo que paraeste material os valores de limite de escoamento situ-am-se entre 207 e 255 MPa e os de limite de resistên-cia entre 331 e 414 MPa, indicando que durante o

teste o mesmo deveria ter sofrido deformação plásticacaso não houvesse dano metalúrgico.

Análise metalográfica da região do lábio de fratura,indicada na Figura 7, revelou a presença de diversasmicrotrincas em contornos de grão, sendo este umaspecto indicativo da presença de hidrogênio no mate-rial. A presença de hidrogênio é oriunda de processode corrosão (evidenciado na Figura 6) e resulta naformação de gases no metal (resultante inclusive dareação com carbono), gerando as trincas.

Exame em microscopia eletrônica de varredura, Figura8, e microssonda indicou presença de óxidos em al-gumas fissuras, ilustrado na Figura 8, indicando quetais fissuras possuem interconexão e explicando oaspecto de fratura frágil (ausência de deformaçãoplástica macroscópica) do material.

Os resultados indicam que a fratura foi resultante dedano oriundo de presença de hidrogênio e esta temorigem em fenômeno de corrosão no material.Há di-vergência na literatura (3 e 6) quanto à origem dodano por hidrogênio sendo que (6) indica que tal danonecessita de hidrogênio atômico e este pode ser gera-do em condições ácidas (pH<5) ou cáusticas (pH>12),enquanto (3) atribui a origem do dano apenas a condi-ções ácidas.

A análise gerou como recomendação a investigaçãoda qualidade da água visando identificar eventualalteração do ph ou contaminação resultante de vaza-mentos no circuito.

2.3 - Fratura em eixo de moinho de carvão.

Um eixo de moinho de carvão, Figura 9, apresentoufratura após 6 meses de serviço, Figura 10. Este eixofoi utilizado em substituição ao anterior, feito do mes-mo material (aço 4340), com dureza na faixa de 315 a330 HB, que por sua vez teve uma vida aproximadaem serviço de 20 anos.A Figura 10 indica mecanismode fratura por torção estática em material dúctil, evi-denciado tanto pelo plano da fratura quanto pela pre-sença de rebarbas e marcas de “redemoinho” indican-do cisalhamento do material.Não se constatou indíciosde trincas de fadiga e nem fissuras nos cantos vivos

Figura 5 - Fratura com aspecto do tipo “janela”.

Figura 6 - Corrosão em região adjacente à fratura.

Figura 7 - Presença de fissuras em contorno de grãoem região adjacente à linha de fratura.

Figura 8 - Micrografia eletrônica de varredura damesma região da figura anterior.

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do rasgo de chaveta, como costuma ocorrem nestetipo de solicitação.

Este tipo de fratura tem origem em sobrecarga doequipamento ou em material com insuficiente resistên-cia ao escoamento. Dados de operação não indicamter havido alterações do carregamento. A instalação,nos últimos anos, de mais separadores magnéticosinclusive diminuíram eventuais sobrecargas no equi-pamento.

Análise química do material indicou composição com-patível com 4340 e medidas de dureza realizadas naperiferia e no centro da amostra resultaram em valoresna faixa de 260 a 270 HB (embora controle de qualida-de do fornecedor indicasse dureza de 318 HB e mate-rial temperado e revenido a 600 oC).

Os valores de dureza medidos, embora inferiores aoeixo original, não são, aparentemente, significativa-mente inferiores para justificar fratura tão prematura. Amicroestrutura do material, ilustrada na Figura 11,

revelou presença de ferrita e produto de decomposiçãoda austenita, indicando insuficiente temperatura daetapa de austenitização que antecede a têmpera.

Dados de literatura (2) indicam que o aço 4340 podeapresentar valor similar de limite de resistência (eportanto de dureza), mas distintos valores de limite deescoamento para diferentes microestruturas. Assim,

embora os eixos possuam durezas não significativa-mente diferentes (pois ambos são moles) o eixo quefraturou poderia apresentar limite de escoamentobastante inferior devido á presença de ferrita oriundado tratamento inadequado. Experimentos realizadosem laboratório indicaram que o limite de escoamentodo eixo fraturado situa-se cerca de 40 % abaixo doeixo original, conforme ilustra a Figura 12.Resulta,portanto, que a diferença de dureza entre tais eixos,embora não seja significativa (limite de resistência decerca de 16% inferior no eixo fraturado), apresenta(devido presença de ferrita) significativa diferença delimite de escoamento (cerca de 40 % inferior no eixofraturado), que é o parâmetro controlador da resistên-cia ao cisalhamento por torção.

Conclui-se que a dureza abaixo do especificado asso-ciada à presença de ferrita (resultante de falha detratamento térmico) foram os fatores responsáveis pelafalha.Curiosamente, o eixo original também apresenta-va baixa dureza para este tipo de aplicação, pois ovalor tipicamente utilizado é de 350 a 400 HB, indican-

Figura 10 - Fratura em eixo (diâmetro ~200mm)

Figura 9 Esquema do moinho e local de fratura.Adaptado da referência (2)

Figura 11 Microestrutura: ferrita e produto de decom-posição da austenita (bainita e martensita)

Figura 12 - Resistência dos eixos.

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do que originalmente o projeto buscou privilegiar re-sistência ao impacto, que ocorre freqüentemente namoagem. Todavia, há registro na literatura (2) de ca-sos de falha em eixos de dimensões e equipamentossimilares com durezas em torno de 285 HB, nova-mente indicando erro de especificação.

Diante das evidências coletadas, sugeriu-se alteraçãoda especificação de dureza do material para faixa de350 a 400 HB para a aquisição de futuros eixos.

2.4 - Fratura em eixo de bomba de alimentação.

Um eixo de bomba de alimentação apresentou fratura,Figuras 13 e 14, após 27 anos de operação.

O equipamento opera sob 3560 rpm, sendo que a maioroscilação da carga ocorre nas partidas e paradas doequipamento. O eixo apresenta 88 mm de diâmetro,com distância entre mancais de apoio de 1660 mm,sendo que a fratura situou-se entre os mesmos. Naregião da fratura o eixo é encoberto por uma caixaprotetora e durante as operações de manutenção (trocade mancais) tal região não é visível. No período entreJan/1997 e Dez/1998 o eixo apresentou 37 paradas e

após a última manutenção (Jan/1999) houve uma únicaparada causada pela fratura. Neste caso, além de seidentificar a causa da falha e propor soluções, preten-dia-se identificar se a última operação de manutenção

eventualmente introduzira anomalias, pois o eixo vinhadesempenhando satisfatoriamente por 27 anos e as

condições de carregamento se mantinham as mesmas.

O exame da superfície de fratura, Figura 14, revelouaspectos típicos de fratura por fadiga, com a presençade mais de 20 marcas de praia (MP), marcas de catraca(MC) e área de fratura final (FF) com 1/9 da superfícietotal de fratura. Tais aspectos indicam elevada concen-tração de tensão na superfície (gerando múltipla nucle-ação e inversão de curvatura das marcas de praia,apontando para o final da fratura), baixo nível de soli-citação média no material (devido baixa área de fraturafinal) e presença de excentricidade no carregamento(fratura final deslocada do centro).

Exame da superfície próxima ao local de fratura final,Figura 15, indicou presença de trinca nucleada emoutro plano, em região de concentração de tensão.Exame de seção longitudinal na região indicada naFigura 15 revelou, na Figura 16, a trinca (seta 2) e aexistência de reentrância (seta 1) possivelmente causa-da por risco de usinagem.

A composição do material indicou tratar-se de aço4160 com dureza na faixa de 230 a 240 HB ao longoda seção e a microestrutura (ilustrada na Figura 17,constituída de carbonetos esferoidizados em matriz

Figura 13 - Posição da fratura em relação ao eixo

Figura 14 - Aspecto da superfície de fratura

Figura 15 - Presença de trinca em rasgo

Figura 16 - Seção longitudinal no rasgo do eixo.

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ferrítica) indica que o material sofreu tratamento denormalização e revenimento em alta temperatura, sendotípica de aço de médio carbono no qual se pretendeamolecer para futura usinagem e indica que o eixo nãosofreu tratamento de tempera e revenimento.

Cálculos dos esforços no eixo indicaram que o mesmoestá suficientemente dimensionado, inclusive para abaixa dureza do material, para suportar esforços defadiga que permitiriam vida infinita.

Todavia a presença de concentradores de tensão acen-tuados (risco de usinagem) associado à baixa durezareduziram a vida do material, possibilitando rupturapor fadiga de alto ciclo. As marcas de praia existentesevidenciam que na última manutenção a trinca já estavainstalada, não tendo sido percebida devido falta deacesso visual à região.

Como recomendação sugeriu-se especificação de em-prego de tratamento de têmpera e revenimento queresulte em maior dureza no eixo e monitoramento detaxa de desgaste dos mancais visando detecção desurgimento de trincas e prevenção de paradas forçadas.

3.0 CONCLUSÕES.

Os casos apresentados ilustram que os resultados deuma análise de falha pode identificar defeito de materi-al (caso do eixo de bomba), especificação de projetoinadequada (caso do eixo do moinho) ou anomalias deoperação (caso do tubo do evaporador e do superaque-cedor), contribuindo para tomada de decisões que re-duzam a possibilidade de novas ocorrências e possibi-litem redução do índice de paradas forçadas.

4.0 BIBLIOGRAFIA

(1) Brooks,C; Choudhury,A. Metallurgical FailureAnalysis, 1993, Mc Graw Hill.

(2) ASM Handbook, Failure Analysis and Prevention,V11, ASM, 1995.

(3) EPRI, Manual for Investigation and Correction ofBoiler Tube Failures, 1985, Research Project 1890-1

(4) Felippe,L. A análise das falhas de tubos de cal-deiras e auxiliares e a repercussão da manutençãoproativa na disponibilidade de geração das usinastérmelétricas - seminário ABRAMAN - 1999.

(5) Wershoven Tijs van; How to Conduct FailureAnalysis. Advanced Materials & Processes. p.19-22.V156.N.5.1999. ASM International.

(6) NALCO, NALCO Guide to Boiler FailureAnalysis - Port, Robert D. ;Herro, Harvey M.-McGraw-Hill Inc. , 1991

Fig. 17 Microestrutura do material.