UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA. Dissertação de Mestrado

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1 UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA Dissertação de Mestrado AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA À EROSÃO POR CAVITAÇÃO DO METAL DE SOLDAS PRODUZIDAS COM CONSUMÍVEIS TIPO 13%Cr - 4%Ni - 0,4%Mo Autor : Cláudio Turani Vaz Orientador : Paulo Villani Marques Belo Horizonte Março / 2004

2 i Cláudio Turani Vaz AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA À EROSÃO POR CAVITAÇÃO DO METAL DE SOLDAS PRODUZIDAS COM CONSUMÍVEIS TIPO 13%Cr - 4%Ni - 0,4%Mo Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica como parte integrante dos requisitos exigidos a obtenção do título de MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA Área de Concentração : Processos de Fabricação Orientador : Paulo Villani Marques Belo Horizonte Escola de Engenharia da UFMG 2004

3 ii Aos meus pais, Lêda e Antônio, meus irmãos e minha noiva Fernanda.

4 iii AGRADECIMENTOS À ESAB S.A. Indústria e Comércio, nas pessoas dos Engs. José Roberto Domingues e Marcelo Daniel Tello, pela oportunidade e pelo fornecimento dos materiais e recursos financeiros necessários ao desenvolvimento deste trabalho. Aos Laboratórios de Soldagem e Ensaios Não Destrutivos e de Soldagem, Róbótica e Simulação da UFMG pela disponibilização de recursos necessários a realização dos ensaios. Ao Prof. Paulo Villani Marques pela orientação e auxílio prestados neste trabalho. Ao aluno de Engenharia Metalúrgica da UFMG, José Pedro Filho, pelo auxílio na realização dos ensaios. Aos colegas de trabalho João Soares Dias e Edmílson Santos Batista pelo empenho durante as operações de soldagem. Aos demais colegas de trabalho, em especial aos Engs. Welerson Reinaldo de Araújo e Dênis Silva Santiago, que contribuíram para concretização deste sonho.

5 iv SUMÁRIO Página 1. INTRODUÇÃO E OBJETIVOS Introdução Objetivos REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Turbinas hidráulicas Conceitos fundamentais Materiais e técnicas empregados na construção de componentes Materiais e técnicas empregadas no reparo de componentes Aços inoxidáveis martensíticos Metal de adição 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo Cavitação Conceitos fundamentais Cavitação em turbinas hidráulicas Relação entre a resistência ao dano cavitacional e propriedades dos materiais Ensaios para avaliação da resistência à cavitação Resistência à erosão por cavitação da liga soldada 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo METODOLOGIA Materiais Soldagem e tratamento térmico das chapas de teste Ensaios...30

6 v Ensaio de erosão por cavitação vibratória (ASTM G32) Análise química, metalográfica e dureza do metal depositado Ensaios de tração e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) RESULTADOS E DISCUSSÃO Ensaio de erosão por cavitação vibratória (ASTM G32) Avaliação da perda de massa ao longo do tempo de ensaio Avaliação da superfície erodida Análise química e metalográfica do metal depositado Ensaios mecânicos Ensaio de tração Tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) Dureza Vickers Propriedades mecânicas e resistência à erosão por cavitação vibratória CONCLUSÕES SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANEXOS...68

7 vi LISTA DE FIGURAS Página Figura 2.1: Vista explodida da Unidade Geradora da Usina de Itaipu ilustrando os componentes fixos e móveis (5)...5 Figura 2.2: Rotores de turbinas de ação tipo Pelton(a) e de reação tipo Francis(b) e Kaplan(c)...5 Figura 2.3: Desempenho de diversos materiais empregados na construção de turbinas hidráulicas com relação ao dano cavitacional. Perda de massa ao longo do tempo provocada por um equipamento de geração de ondas ultra-sônicas (2)....7 Figura 2.4: Diagrama de Schaefler indicando a microestrutura esperada na primeira camada de revestimento aplicada sobre metal de base (aço C-Mn) utilizando consumíveis de soldagem que depositam ligas 308(1), 309(2) e 312(3) (11)....9 Figura 2.5: Diagrama de equilíbrio ferro carbono pseudobinário de uma liga com 12% de cromo (12)...12 Figura 2.6: Diagrama TTT de um aço inoxidável tipo 410 (11) Figura 2.7: Variação no teor de austenita, limite de resistência (σ r ), limite de escoamento (σ e 0,2% ) e energia absorvida no ensaio Charpy do aço CA-6NM em função da temperatura de revenimento (16)...15 Figura 2.8: Representação esquemática do ciclo térmico de soldagem recomendado (18)...16 Figura 2.9: Erosão originada como efeito da cavitação em palhetas de rotores construídas em aço C-Mn e revestidas com aço inoxidável austenítico de uma turbina tipo Francis (a) e construídas em aço inoxidável martensítico macio de uma turbina Kaplan (b)...18 Figura 2.10: Taxa de perda de massa ao longo do tempo para um aço carbono S10C(ASTM 1010) (23)...20

8 vii Figura 2.11: Desenho esquemático do dispositivo utilizado na realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória segundo a norma ASTM G32 (32)...25 Figura 3.1:Montagem das chapas de teste conforme ASME Seção II Parte C (35) Figura 3.2: Ciclo do tratamento térmico após soldagem realizado nos corpos de prova de metal depositado...30 Figura 3.3: Retirada dos corpos de prova para realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória segunda a norma ASTM G Figura 3.4: Corpo de prova para realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória (36)...32 Figura 3.5: Retirada dos corpos de prova para realização dos ensaios tração e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) (35)...34 Figura 3.6: Dimensões dos corpos de prova de tração(a) e tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) (b) (35)...35 Figura 4.1: Perda de massa dos corpos de prova soldados com gás de proteção 96%Ar 4%CO 2 na condição como soldado...37 Figura 4.2: Perda de massa dos corpos de prova soldados com gás de proteção 98%Ar 2%O 2 na condição como soldado...37 Figura 4.3: Perda de massa dos corpos de prova soldados com gás de proteção 96%Ar 4%CO 2 após tratamento térmico...38 Figura 4.4: Perda de massa dos corpos de prova soldados com gás de proteção 98%Ar 2%O 2 após tratamento térmico...38 Figura 4.5:Perda média de massa dos corpos de prova ao longo do tempo durante o ensaio de erosão por cavitação vibratória...39

9 viii Figura 4.6: Retas obtidas a partir da regressão linear dos dados no intervalo de 120 a 480 minutos de ensaio Figura 4.7 : Taxa de perda de massa ao longo do ensaio de erosão por cavitação vibratória Figura 4.8: Desempenho do aço CA-6NM e do metal depositado 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo quanto à erosão por cavitação vibratória...44 Figura 4.9: Superfície erodida do corpo de prova (escala em milímetros)...45 Figura 4.10: Superfície erodida do corpo de prova de aço carbono após o ensaio de erosão por cavitação vibratória (3)...46 Figura 4.11: Superfície erodida do metal depositado soldado com o gás de proteção 96%Ar 4%CO 2 como soldado após a realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória observada ao MEV Figura 4.12 Superfície erodida do metal depositado soldado com o gás de proteção 96%Ar 4%CO2 tratado termicamente após a realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória observada ao MEV (setas indicam regiões sujeitas a maiores danos) Figura 4.13: Superfície erodida do metal depositado soldado com o gás de proteção 98%Ar 2%O2 como soldado após a realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória observada ao MEV Figura 4.14: Superfície erodida do metal depositado soldado com o gás de proteção 98%Ar 2%O 2 tratado termicamente após a realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória observada ao MEV Figura 4.15: Microestrutura representativa do metal depositado soldado com o gás de proteção 96%Ar 4%CO 2 como soldado. Aumento: 200X...50 Figura 4.16: Microestrutura representativa do metal depositado soldado com o gás de proteção 96%Ar 4%CO 2 tratado termicamente. Aumento: 200X...50

10 ix Figura 4.17: Microestrutura representativa do metal depositado soldado com o gás de proteção 98%Ar 2%O 2 como soldado. Aumento: 200X...51 Figura 4.18: Microestrutura representativa do metal depositado soldado com o gás de proteção 98%Ar 2%O 2 tratado termicamente. Aumento: 200X...51 Figura 4.19: Diagrama de Schaeffler indicando a localização da liga 13%Cr 4%Ni 0,4%Mo Figura 4.20: Superfície fraturada dos corpos de prova soldados com o gás de proteção 96%Ar 4%CO 2 como soldado ensaiado a 10 C (a), - 20 C (b) e após tratamento térmico a 10 C (c), -20 C (d)...56 Figura 4.21: Superfície fraturada dos corpos de prova soldados com o gás de proteção 98%Ar 2%O 2 como soldado ensaiado a 10 C (a), - 20 C (b) e após tratamento térmico a 10 C (c), -20 C (d)...56

11 x LISTA DE TABELAS Página Tabela III.1:Composição química do arame tubular segundo a norma EN Tabela III.2: Propriedades mecânicas do arame tubular segundo a norma EN Tabela III.3: Parâmetros utilizados na soldagem das chapas de teste Tabela III.4: Métodos utilizados na análise química do metal depositado Tabela III.5: Soluções utilizadas na preparação do reagente KLORPIKRIN Tabela IV.1:Coeficientes do polinômios de primeira ordem, coeficiente de correlação Tabela IV.2: Resultados de análise química do metal depositado...49 Tabela IV.3: Resultados do ensaio de tração do metal depositado soldado com os gases de proteção 96%Ar 4%CO 2 e 98%Ar 2%O 2, nas condições como soldado e tratado termicamente...53 Tabela IV.4: Tenacidade ao impacto (Charpy entalhe V) do metal depositado soldado com os gases de proteção 96%Ar 4%CO 2 e 98%Ar 2%O 2, nas condições como soldado e tratado termicamente...55 Tabela IV.5: Dureza Vickers (carga 10kgf) do metal depositado soldado com os gases 96%Ar 4%CO 2 e 98%Ar 2%O 2, nas condições como soldado e tratado termicamente Tabela IV.6: Relação entre a resistência à erosão por cavitação vibratória e propriedades mecânicas do metal depositado pelo consumível 13%Cr 4%Ni 0,4%Mo....59

12 xi Tabela VIII.1 : Perda de massa acumulada dos corpos de prova...68 Tabela VIII.2 : Média da perda de massa acumulada e desvio padrão(σ)...69 Tabela VIII.3: Perda de massa a cada intervalo de medição...70

13 xii RESUMO Componentes de turbinas hidráulicas, como por exemplo rotores, estão sujeitos aos danos decorrentes do fenômeno da cavitação. Assim, é fundamental a utilização de materiais e técnicas que reduzam sua ocorrência. Este trabalho teve como objetivo avaliar o desempenho de ligas soldadas tipo 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo, normalmente empregadas na construção e recuperação de componentes de turbinas hidráulicas construídos em aço inoxidável martensítico macio fundido tipo CA-6NM. Na soldagem dos corpos de prova, foi empregado arame tubular com fluxo metálico e misturas 96%Ar 4%CO 2 e 98%Ar 2%O 2. O metal depositado foi avaliado nas condições como soldado e tratado termicamente a uma temperatura de 590 C por 8 horas. Na condição como soldado, o metal depositado apresentou, se comparado ao tratado termicamente, um melhor desempenho durante o ensaio de erosão por cavitação vibratória realizado segundo a norma ASTM G32. Notou-se também, um melhor desempenho da liga soldada utilizando o gás de proteção 98%Ar 2%O 2 frente a soldada com gás 96%Ar 4%CO 2. Ensaios realizados indicaram, para a liga estudada, existência de uma relação direta entre o limite de resistência e a dureza com a resistência à erosão por cavitação. Por outro lado, foi possível verificar que nas condições em que se obteve menor tenacidade ao impacto medida no ensaio Charpy (entalhe V), foi observada melhor resistência à erosão por cavitação vibratória. Palavras chaves : turbinas hidráulicas; cavitação; aços inoxidáveis martensíticos macios; soldagem.

14 xiii ABSTRACT Hydraulic turbines components, like runners, have subjected to damages due to cavitation phenomenon. Thus, the use of materials and techniques to reduce repairs become necessary. This work has as its main objective to evaluate the performance of 13%Cr 4%Ni 0.4%Mo weld alloy normally used on the construction and rebuilding of hydraulic turbine components made of CA-6NM soft martensitic stainless steel. Metal cored wire and 96%Ar 4%CO 2 and 98%Ar 2%O 2 shielding gases were used for welding. The weld metal was evaluated on as welded (AW) and postweld heat treated (PWHT) at 590 C for 8h conditions. On the AW condition the weld metal has presented, when compared to the PWHT condition, a better performance during the vibratory cavitation erosion test proposed for the ASTM G32 standard. It was also noticed a better performance of the welded alloy using the 98%Ar 2%O 2 shielding gas if compared with the 96%Ar 4%CO 2 shielding gas. Tests indicated the existence a relation between the tensile strength and hardness with the cavitation erosion resistance for the evaluated alloy. On the other hand, it was possible to verify that on the conditions where lower impact values measured by the Charpy (V-notch) test were obtained a better cavitation erosion resistance was observed. Key words: hydraulic turbines; cavitation; soft martensitic stainless steel; welding.

15 1 1. INTRODUÇÃO E OBJETIVOS 1.1. Introdução No ano de 2002, o Brasil atravessou uma situação que podia ser considerada inimaginável até então, mesmo tendo sido amplamente divulgada por especialistas durante os anos anteriores: o racionamento no fornecimento de energia elétrica com o objetivo de evitar colapso no sistema de geração e fornecimento. Entre as diversas causas desse problema, destacou-se a ausência, por parte do Governo Brasileiro, de políticas concretas com relação a este setor. Uma das consequências imediatas foi o anúncio de um plano que tinha como objetivo o aumento de capacidade e diversificação das unidades geradoras de energia elétrica formadas, basicamente, por usinas hidrelétricas. Mesmo tendo sido anunciado um plano prevendo a construção de inúmeras unidades geradoras termelétricas, utilizando entre outras fontes o gás natural originário da Bolívia e da Bacia de Campos, observa-se a continuidade de um sistema de geração predominantemente hidráulico, devido ao aproveitamento de apenas 25% do potencial disponível (1). A escolha de materiais a serem utilizados em turbinas hidráulicas considera inúmeros aspectos que convergem para uma melhor relação custo/benefício, ou seja, opta-se por materiais que tenham menor custo e melhor desempenho em operação. Para se atingir essa meta, é de extrema importância o entendimento dos diversos mecanismos responsáveis pela degradação e falha do componente e a compreensão do comportamento dos materiais utilizados sob o efeito desses durante a vida útil do equipamento. Ao longo das últimas décadas, observou-se o uso cada vez mais frequente de aços inoxidáveis martensíticos macios fundidos contendo 13%Cr, 4%Ni e teores de C inferiores a 0,06%, destacando-se o ASTM A743 grau CA-6NM, na construção de

16 2 componentes como rotores. O crescente emprego deste material está relacionado, basicamente, a um custo construtivo competitivo se comparado aos aços C-Mn bastante utilizados para tal aplicação, com vantagens quanto a possibilidade do projeto de estruturas com espessuras menores para as mesmas condições, devido a um limite de escoamento cerca de duas vezes superior, além de maior resistência à erosão por cavitação durante a operação (2). Paralelamente à utilização de novos materiais, foram desenvolvidos inúmeros consumíveis de soldagem para aplicação na construção e recuperação dos componentes. No caso específico dos componentes fabricados em aço inoxidável martensítico macio fundido como o CA-6NM é fundamental, durante a construção, a utilização de consumíveis que depositam cerca de 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo e teores de carbono inferiores a 0,04%. A opção por ligas similares se baseia na necessidade do uso de materiais de adição com propriedades semelhantes ao metal de base. A limitação do teor de carbono tem como objetivo principal reduzir a possibilidade de ocorrência de trincas à frio através da redução da dureza da solda, que é afetada diretamente pelo teor deste elemento. Por outro lado, na recuperação dos rotores de aço inoxidável martensítico macio, é mais comum a aplicação de ligas de aço inoxidável austenítico devido sua melhor soldabilidade que elimina a necessidade de realização de pré aquecimento e controle de temperatura entre passes durante a soldagem, ou ligas com teores de cobalto em torno de 8 a 10% visando maior resistência ao dano cavitacional, que ligas similares ao metal de base, mesmo sendo estas de maior custo. A avaliação de propriedades dos consumíveis de soldagem através de ensaios previstos em normas e códigos de construção como, por exemplo, tração, tenacidade ao impacto (Charpy - entalhe V) e, eventualmente, tenacidade à fratura (CTOD - crack tip open displacement) é amplamente executada. Por outro lado, o comportamento desses sob as condições a que são submetidos quando aplicados na construção e recuperação de componentes tem sido pouco explorado em nível de pesquisa, devido à dificuldade de simulação das condições reais de operação em escala de laboratório, entre outros fatores.

17 Objetivos Este trabalho tem como objetivo avaliar a resistência do metal depositado 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo quanto à erosão por cavitação sob condições normalmente observadas durante o emprego em construção e recuperação de componentes de turbinas hidráulicas. A liga foi soldada utilizando-se os gases de proteção 96%Ar 4%CO 2, 98%Ar 2%O 2 e avaliada nas condições como soldada e após realização de tratamento térmico.

18 4 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1. Turbinas hidráulicas Conceitos fundamentais Turbinas são máquinas que transformam energia disponível devido ao movimento de fluidos em energia mecânica na forma de movimento de rotação. São consideradas hidráulicas as turbinas que utilizam a água como fluido para geração de energia mecânica (3). No Brasil, devido à extensa bacia hidrográfica, observa-se o uso habitual desses equipamentos na geração de energia elétrica. A Figura 2.1 apresenta, de forma geral, a vista explodida de uma das Unidades Geradoras da Usina de Itaipu localizada no Rio Paraná, evidenciando os diversos componentes fixos e móveis que a constituem. As turbinas hidráulicas são classificadas em de ação, impulsão ou choque e de reação ou pressão. Turbinas de ação são normalmente utilizadas onde se tem pequenos volumes de água e quedas de grandes alturas. Este tipo de turbina pode possuir eixo tanto horizontal como vertical e, entre as mais utilizadas, destacam-se as do tipo Pelton. Por outro lado, as turbinas de reação, utilizadas em situações onde se tem grandes volumes de água e quedas de pequena altura, possuem eixo na posição vertical e são constituídas por palhetas em forma curva (espiral) que são submersas e se movimentam em função da velocidade e peso da água (3)(4). As turbinas de reação mais comuns são as do tipo Francis e Kaplan. A Figura 2.2 ilustra rotores dos três tipos de turbinas citados anteriormente.

19 5 Figura 2.1: Vista explodida da Unidade Geradora da Usina de Itaipu ilustrando os componentes fixos e móveis (5). (a) (b) (b) Figura 2.2: Rotores de turbinas de ação tipo Pelton(a) e de reação tipo Francis(b) e Kaplan(c).

20 Materiais e técnicas empregados na construção de componentes Diferentes técnicas e materiais são empregados na construção de componentes de turbinas hidráulicas. A escolha entre as diversas opções disponíveis se orienta, basicamente, na obtenção de equipamentos com a melhor relação entre custo de fabricação e desempenho em operação (6)(7)(8). Componentes como rotores eram fabricados, inicialmente, em aço C-Mn fundido para aplicações estruturais, sendo os mais utilizados aqueles classificados segundo a norma ASTM A27. A partir da década de 70, estes componentes passaram a ser fabricados em aços inoxidáveis contendo cerca de 11 a 13% de Cr e 1 a 6% de Ni (2). No Brasil, a utilização destes materiais na construção de componentes se deu a partir dos anos 80 por determinação de projetos provenientes das matrizes de empresas fabricantes de turbinas hidráulicas sediadas em países europeus (6). A substituição dos aços C-Mn pelos inoxidáveis inoxidáveis martensíticos macios fundidos, em especial aquele contendo 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo, classificado como CA-6NM segundo a norma ASTM A743, está associada, entre outros fatores, à melhor resistência à corrosão e aos danos por cavitação desse material, aliada à boa soldabilidade, se comparado aos demais aços inoxidáveis martensíticos (2)(6)(7). A Figura 2.3 ilustra o comportamento de diversos aços empregados na construção de turbinas hidráulicas frente ao dano cavitacional. Além da melhoria nas propriedades citadas, os aços inoxidáveis fundidos da classe CA-6NM apresentam limite de escoamento mínimo em torno de 500MPa contra 250MPa dos aços C-Mn fundidos. Esta característica possibilita o projeto de componentes de turbinas hidráulicas com espessuras inferiores para as mesmas condições de operação, representando economia significativa durante a construção, além de melhor eficiência em operação (2)(6)(7).

21 7 Figura 2.3: Desempenho de diversos materiais empregados na construção de turbinas hidráulicas com relação ao dano cavitacional. Perda de massa ao longo do tempo provocada por um equipamento de geração de ondas ultra-sônicas (2). Na construção de rotores, inúmeras partes são fundidas individualmente devido à dificuldade de obtenção de estruturas livres de impurezas durante a solidificação, mesmo com o desenvolvimento de técnicas de refino como o processo de dessulfuração AOD (Argon Oxygen Descarburization) (2). Outro aspecto importante da fundição de peças em menores dimensões é o melhor controle da tolerância dimensional, necessária à manutenção de um perfil hidrodinâmico que garanta a eficiência do equipamento em operação. Esta prática é utilizada tanto na construção de rotores de aço C-Mn fundido quanto de aço inoxidável martensítico macio (2).

22 8 Durante a etapa de soldagem, inúmeras técnicas podem ser utilizadas, tendo nos últimos anos aumentado significativamente o emprego de processos mecanizados que possibilitam maiores taxas de deposição, como soldagem por eletro escória (ESW - Eletro Slag Welding) ou arco submerso (SAW - Submerged Arc Welding) em juntas de grandes espessuras, arames sólidos e arames tubulares com fluxo metálico (GMAW - Gas Metal Arc Welding) ou arames tubulares com fluxo não metálico (FCAW - Flux Cored Arc Welding) em juntas de menores espessuras (2)(9). No caso de rotores de aço C-Mn, é normalmente realizado, além da soldagem dos diversos componentes fundidos individualmente, o revestimento por soldagem com ligas de aço inoxidável austenítico nas partes mais sujeitas ao dano cavitacional e à corrosão durante a operação do equipamento (2)(6)(8). Esta etapa representa, na prática, um aumento no custo de produção do componente e prejudica o chamado perfil hidrodinâmico, que é aperfeiçoado durante o projeto com o objetivo de melhorar a eficiência do equipamento em operação. De forma geral, mesmo utilizando materiais de maior custo, como o aço inoxidável martensítico macio fundido grau CA-6NM durante a construção de rotores, a possibilidade de alterações de projeto que permitem a redução no custo de fabricação e a melhoria do desempenho em operação com redução no número de paradas para reparo de danos gerados pela cavitação, justificam sua utilização (2)(7)(10) Materiais e técnicas empregadas no reparo de componentes O reparo de rotores visando a recuperação de partes danificadas pelo efeito da cavitação é efetuado através de soldagem e, mais recentemente, através de recobrimento por aspersão térmica (3). Diferentes consumíveis de soldagem têm sido empregados na recuperação destacando-se, nos últimos anos, arames sólidos e

23 9 tubulares com fluxo metálico (processo GMAW - Gas Metal Arc Welding) e arames tubulares com fluxo não metálico (processo FCAW - Flux Cored Arc Welding) (4)(9). Na recuperação por soldagem de rotores construídos em aço C-Mn, são normalmente utilizados consumíveis que depositam aço inoxidável austenítico tipo 309 ou 308. Essas ligas são empregadas devido à sua melhor resistência à cavitação e corrosão (10). Na primeira camada aplicada sobre o metal de base, considerando a diluição do metal depositado da ordem de 50%, é preferencial a utilização da liga 309, por apresentar uma microestrutura final do metal de solda constituída de martensita e austenita menos susceptível à fissuração por hidrogênio que a estrutura totalmente martensítica do metal de solda quando se utiliza metal de adição tipo 308, como mostrado na Figura 2.4. Figura 2.4: Diagrama de Schaefler indicando a microestrutura esperada na primeira camada de revestimento aplicada sobre metal de base (aço C-Mn) utilizando consumíveis de soldagem que depositam ligas 308(1), 309(2) e 312(3) (11).

24 10 A melhor opção seria a utilização de consumíveis que depositam ligas do tipo 312 mas, em função de seu alto custo, essas não são normalmente empregadas. Eventualmente, ligas com teores de cobalto de 8 a 10% desenvolvidas com o objetivo de resistir aos danos provenientes da cavitação são empregadas no revestimento de componentes. Entretanto, devido ao alto custo associado a esse tipo de liga, a utilização no Brasil tem sido limitada a regiões mais sujeitas ao dano cavitacional (10). O reparo por soldagem de componentes construídos em aço inoxidável martensítico macio, como o grau CA-6NM, tem sido realizado utilizando consumíveis que depositam aço inoxidável austenítico tipo 309 ou 308 (10), ou através do emprego de ligas com composição similar ao metal de base (4). Uma das dificuldades do reparo destes componentes utilizando materiais com composição química similar está associada, em algumas aplicações, à necessidade de realização de tratamento térmico após soldagem (4) com os objetivos de revenir a estrutura e reduzir tensões residuais que, associadas a uma estrutura martensítica e hidrogênio em solução, podem facilitar a propagação de trincas e resultar na falha do componente. Ligas com teores de cobalto da ordem de 8 a 10% também têm sido empregadas no revestimento de partes mais sujeitas ao dano cavitacional nos componentes construídos com este mesmo material Aços inoxidáveis martensíticos Aços inoxidáveis são convencionalmente definidos como sendo ligas Fe-Cr contendo pelo menos 10 a 12% de Cr, capazes de resistir à corrosão em meios oxidantes (11). O fato destas ligas apresentarem capacidade de resistir à corrosão se justifica pela presença de cromo. Na série eletroquímica, esse elemento é menos nobre que o ferro e, em contato com meios oxidantes, forma uma camada superficial de óxido de cromo impermeável. Nestas condições, a liga é considerada passiva, pois o metal sob a camada de óxido está protegido contra o ataque de diversos meios corrosivos, particularmente aqueles oxidantes. Materiais desta classe podem

25 11 ser, em função de sua estrutura cristalina, classificados como ferríticos, austeníticos, martensíticos, duplex ou endurecíveis por precipitação (PH) (11)(12). Aços inoxidáveis martensíticos são ligas Fe-Cr-C com teor de cromo variando de 12 a 18% e de carbono geralmente entre 0,1 e 1%, endurecíveis por têmpera. O comportamento deste tipo de liga quando submetida a tratamento térmico, é similar ao de aços carbono e baixa liga, onde o limite de resistência e dureza dependem diretamente do teor de carbono (12). Essas ligas possuem teores de cromo similares aos aços inoxidáveis ferríticos mas, em função de seu teor de carbono, durante o resfriamento têm sua estrutura transformada totalmente de ferrita δ para austenita que, em temperaturas mais baixas, irá se transformar em diferentes estruturas, cuja natureza depende da velocidade de resfriamento (12). Para velocidades suficientemente baixas haverá formação de ferrita e carbonetos e para velocidades de resfriamento maiores observa-se a formação de martensita (11). A Figura 2.5 apresenta o diagrama de equilíbrio ferro-carbono pseudobinário para uma liga com 12% de cromo indicando as fases estáveis presentes em função da temperatura e do teor de carbono. Este tipo de liga apresenta elevada temperabilidade devido ao alto teor de elementos de liga e pode apresentar uma estrutura totalmente martensítica mesmo após resfriamento ao ar em componentes de menores espessuras (11). O diagrama tempo-temperatura-transformação (TTT) mostrado na Figura 2.6 indica as diferentes fases que podem ser formadas durante o resfriamento de uma liga inoxidável martensítica tipo 410.

26 12 Figura 2.5: Diagrama de equilíbrio ferro carbono pseudobinário de uma liga com 12% de cromo (12). Figura 2.6: Diagrama TTT de um aço inoxidável tipo 410 (11).

27 13 Uma estrutura martensítica com alto teor de carbono é extremamente frágil. Como consequência, devido às diferentes taxas de expansão e contração do metal de solda e da zona termicamente afetada durante a soldagem, são geradas tensões residuais que podem resultar em trincas. Com o objetivo de se evitar esse problema, a adoção de procedimentos de soldagem apropriados que contemplem a realização de pré-aquecimento, controle de temperatura interpasses e do resfriamento após soldagem, é importante na redução das tensões residuais que podem, em função da estrutura dura e frágil, proporcionar o surgimento e propagação de trincas e conseqüente falha no componente. Essa possibilidade de falha é agravada pela baixa solubilidadade do hidrogênio em estrututras martensíticas, se comparada às austeníticas. As principais fontes de hidrogênio são umidade, resíduos de óleos ou outros materiais orgânicos no metal de base, umidade no gás de proteção ou consumível. Assim, na soldagem destes materiais, são recomendados alguns cuidados especiais quanto às fontes potenciais de hidrogênio, além da utilização de consumíveis de soldagem denominados de baixo hidrogênio. Estas características tornam as ligas martensíticas as de soldabilidade mais difícil dentre todas as inoxidáveis (12). Os aços inoxidáveis martensíticos possuem resistência à corrosão inferior aos demais aços inoxidáveis mas, para aplicações onde estarão submetidos a meios fracamente corrosivos, apresentam desempenho satisfatório (2)(11)(12). Por outro lado, seus menores custos os tornam altamente competitivos em várias aplicações. Em função disso, possuem utilização ampla na construção de componentes de turbina, mancais e cutelaria (11). Na década de 60, foi desenvolvida uma nova classe de aços inoxidáveis martensíticos conhecida como aços inoxidáveis martensíticos macios (AIMM). Esta nova classe de aços foi desenvolvida para aplicação em rotores de turbinas hidráulicas visando melhorias na resistência à cavitação durante a operação e na limitada soldabilidade dos aços inoxidáveis martensíticos, durante a fabricação e reparo destes componentes (13).

28 14 Esta nova classe de aços é constituída por ligas contendo teor de carbono máximo de 0,08%, cromo de 12 a 17%, níquel de 3,5 a 6% e molibdênio máximo de 2,5% (14). A limitação no teor de carbono destas ligas reduz a possibilidade do surgimento de trincas a quente. Análises mostraram redução do intervalo sólidus-líquidus em aços com menores teores deste elemento e consequente redução na ocorrência de defeitos de solidificação (15). A adição de níquel nestas ligas é responsável pelo aumento do campo austenítico no diagrama de fase pseudobinário e abaixamento das temperaturas de início e fim da transformação martensítica (M s e M f ) (14). O molibdênio atua melhorando a resistência à corrosão em meios mais agressivos entretanto, sua presença provoca estabilização da ferrita δ, o que reduz a tenacidade (15). Entre os aços desta classe, o mais utilizado na fabricação de componentes de turbinas hidráulicas, como por exemplo rotores, é o ASTM A743 grau CA-6NM (2)(6). Os aços inoxidáveis fundidos são classificados em um sistema baseado em um conjunto de letras e números segundo o Alloy Casting Institute (ACI) (11). A primeira letra da especificação indica seu uso para resistir a corrosão (C) ou altas temperaturas (H). A segunda letra indica nominalmente os teores de cromo e níquel, variando de A a Z em função do aumento no teor de níquel. O número após as duas primeiras letras indica o teor de carbono (% x 100) e, as letras seguintes, os elementos de liga presentes (Ni e Mo) (13). Segundo a ASTM A743, o aço CA-6NM possui teores de carbono de 0,06% (máximo), manganês e silício 1,0% (máximo), cromo entre 11,5 e 14,0%, níquel de 3,5 a 4,5% e molibdênio de 0,4 a 1,0% (17). Apesar de possuir baixos teores de carbono, devido à sua baixa tenacidade ao impacto (inferior a 35J na temperatura ambiente), estes aços são submetidos a um tratamento térmico de revenimento a fim de se obter tenacidade ao impacto e resistência mecânica compatíveis com suas aplicações (13). Durante esse tratamento térmico é observada a formação de austenita estável finamente distribuída na microestrutura que não se transforma em martensita durante o resfriamento. A formação dessa fase se dá a temperaturas entre 550 e 600 C (14) mas, para

29 15 temperatura superiores a 615 C, inicia-se a decomposição da austenita formada e surgimento de uma austenita instável que se transforma em martensita após o resfriamento (16). A Figura 2.7 ilustra a variação no teor de austenita e nas propriedades mecânicas do aço CA-6NM em função da temperatura de revenimento. Figura 2.7: Variação no teor de austenita, limite de resistência (σ r ), limite de escoamento (σ e 0,2% ) e energia absorvida no ensaio Charpy do aço CA-6NM em função da temperatura de revenimento (16). Não são observadas, na literatura, publicações indicando o diagrama pseudobinário e a curva tempo-temperatura-transfoirmação (TTT) desta classe de aço.

30 Metal de adição 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo Na soldagem do aço inoxidável martensítico macio, durante a construção de rotores de turbinas hidráulicas, são utilizados consumíveis com composição química similar ao metal de base. No caso dos rotores fabricados em aço fundido tipo CA-6NM, são utilizados consumíveis que depositam ligas com composição química em torno de 13%Cr, 4%Ni e 0,4%Mo e teores de carbono que não ultrapassam 0,04% (9). É desejável que esses consumíveis possuam baixos teores de hidrogênio (máximo 4ml/100g metal de solda) (9)(18). Aplicações indicam que, na soldagem utilizando esses consumíveis, devem ser adotados determinados procedimentos como realização de pré aquecimento, controle da temperatura entre passes e tratamento térmico após soldagem para remoção de hidrogênio em juntas com grande restrição. Em aplicações onde a tenacidade ao impacto é requisito, a realização de tratamento térmico de revenimento é fundamental (18). A Figura 2.8 representa, esquematicamente, o ciclo térmico recomendado para a soldagem realizada com um arame tubular com fluxo metálico. Figura 2.8: Representação esquemática do ciclo térmico de soldagem recomendado (18).

31 Cavitação Conceitos fundamentais Entende-se como cavitação a série de efeitos que decorrem da variação de pressão em meios hidrodinâmicos. Como consequência da redução estática ou dinâmica da pressão observa-se, pela expansão dos gases e pela difusão dos que se encontram dissolvidos, a formação de bolhas de vapor de fluidos e gases que tendem a crescer até um momento onde o processo se reverte e ocorre um colapso destas bolhas de forma implosiva para uma cavidade cheia de vapor (3)(19)(20). A cavitação possui, vista ao olho humano ou com o auxílio de câmaras comuns, a aparência de uma nuvem de espuma (3). A grande importância deste fenômeno está relacionada principalmente a seus efeitos que são indesejáveis em sua grande maioria. Esses podem ser classificados como: efeitos que modificam a hidrodinâmica do fluxo de líquido, que produzem danos nas superfícies sólidas em contato com o fluido, ou outros efeitos que podem ou não ser acompanhados por modificações na hidrodinâmica do fluxo ou danos nas superfícies sólidas (3). Devido a essas características, é muito comum confundir o fenômeno da cavitação com suas consequências como, por exemplo, a erosão. Encontram-se sujeitos a estes danos equipamentos como turbinas hidráulicas, bombas, propulsores e lemes de navios ou componentes de equipamentos que trabalham sob severas condições em contato com fluidos (21). Esse fenômeno é observado em todos os tipos de sólidos como, por exemplo, materiais metálicos em geral, borrachas, vidros, quartzo e concreto (3). A Figura 2.9 ilustra danos decorrentes da cavitação em rotores de turbinas hidráulicas tipo Francis e Kaplan.

32 18 (a) (b) Figura 2.9: Erosão originada como efeito da cavitação em palhetas de rotores construídas em aço C-Mn e revestidas com aço inoxidável austenítico de uma turbina tipo Francis (a) e construídas em aço inoxidável martensítico macio de uma turbina Kaplan (b). Diferentes mecanismos são indicados como responsáveis pelo dano em superfícies sujeitas a cavitação. Ondas de choque (pressões) geradas a partir do colapso das bolhas (formadas como resultado da variação da pressão no meio) são indicadas como um dos mecanismos causadores da erosão nas superfícies em contato com o fluido (22)(23). O impacto de jatos de líquido, formados a partir do colapso das bolhas em um campo de pressões assimétrico, em alta velocidade contra as superfícies é outro mecanismo indicado como sendo responsável pelo dano cavitacional (19). Por outro lado, estudos recentes propuseram que os danos não ocorrem pelo colapso das bolhas e, sim, durante sua formação (24). As pressões resultantes do colapso das bolhas foram determinadas através de estimativas teóricas, experimentos realizados em bolhas e na nuvem de espuma formada durante o fenômeno da cavitação (21). Visando determinar como as pressões resultantes do colapso das bolhas geram danos na superfície dos materiais, são realizados experimentos utilizando dispositivos vibratórios capazes de simular o fenômeno da cavitação. As medições são realizadas através do uso de sensores de pressão com cerâmicas piezoelétricas. Resultados destes testes indicaram a existência de pressões em diferentes intensidades. Em função dos resultados, foi

33 19 possível estabelecer a perda de massa como resultado da repetição de inúmeros impactos com pequena intensidade e por simples impactos com grande intensidade. Essas observações indicaram o dano cavitacional como sendo resultante de fratura por fadiga (21)(22)(23). Experimentos utilizando técnicas de medição de forças superficiais (SFA - Surface Force Apparatus) associadas a técnicas de interferência ótica (FECO Fringes of Equal Chromatic Order) indicaram a ocorrência de danos durante a formação das bolhas ou cavidades e não durante seu colapso (24). Entretanto, este mecanismo é compatível somente com a cavitação originada com o auxílio de dispositivos vibratórios, não podendo ser estendido à cavitação gerada em sistemas de fluxos. Através da realização de testes com o auxílio de equipamentos que provocam o fenômeno da cavitação em escala de laboratório, foi possível a identificação de diferentes estágios na geração de dano ou perda de massa. Essas etapas são identificadas em função da forma segundo a qual os danos nas superfícies, medidos a partir da perda de massa ao longo do tempo, evoluem. Através da cavitação provocada por equipamentos vibratórios, é possível identificar quatro diferentes estágios: incubação, acumulação ou transição, estacionário e atenuação. Inicialmente, na etapa denominada período de incubação, não é observada perda de massa. Durante o estágio de acumulação ou transição, a taxa de perda de massa aumenta até atingir um máximo, a partir do qual é atingido o chamado estágio estacionário onde a taxa se estabiliza. Na atenuação, é observada uma redução na taxa de perda de massa de forma lenta ou através de flutuações (21)(25). A Figura 2.10 mostra a variação da taxa de perda de massa ao longo do tempo em um aço carbono SC10 (ASTM 1010) durante um ensaio de erosão por cavitação vibratória utilizando diferentes amplitudes de vibração. Observa-se nesta figura que, quanto maior é a amplitude de vibração durante o ensaio, mais definidos se tornam os diversos estágios de perda de massa. Nota-se também que, o aumento na amplitude de vibração, é responsável por maiores taxas de perda de massa.

34 20 Figura 2.10: Taxa de perda de massa ao longo do tempo para um aço carbono S10C(ASTM 1010) (23) Cavitação em turbinas hidráulicas Conforme definido anteriormente, turbinas hidráulicas são equipamentos capazes de transformar energia disponível pelo movimento da água em movimento de rotação. Neste tipo de equipamento, o fluxo de água, ao passar pelas paletas do rotores, origina gradientes de pressão que são responsáveis pela ocorrência do fenômeno da cavitação. Procura-se aumentar a eficiência do equipamento com um melhor aproveitamento do fluxo de água que é responsável pela geração de movimento, através de alterações no perfil hidrodinâmico durante o projeto. Entretanto, esse tipo de melhoria é responsável por considerável aumento no dano cavitacional. Assim, os esforços dos fabricantes também se concentram no desenvolvimento de novos

35 21 materiais e técnicas de fabricação e reparo que permitam redução na ocorrência desse fenômeno. Dados obtidos em pesquisas realizadas junto à indústria de geração de energia nos Estados Unidos da América na década de oitenta indicaram que os custos de reparos resultantes dos danos causados pelo fenômeno da cavitação representam um acréscimo médio de US$0,015 por mega-watt hora (MW h) de energia gerada. Este valor não é considerado representativo para a indústria, entretanto, custos indiretos como os gerados pela redução na vida útil dos equipamentos decorrente da realização destes reparos, são responsáveis por consideráveis perdas econômicas. Dados obtidos nesta pesquisa indicaram, para equipamentos com capacidade de 50MW, uma redução média na vida útil de 50 para 35 anos, em consequência dos reparos, representando perdas em torno de U$ (26). Para a melhoria do desempenho de turbinas hidráulicas, são desenvolvidos modelos em pequena escala, a partir dos quais podem ser avaliados o perfil hidrodinâmico, as áreas mais sujeitas ao dano cavitacional e a intensidade desse ataque (3). A partir desses modelos, podem ser realizadas alterações de projeto visando a melhoria do perfil hidrodinâmico e utilização de materiais mais resistentes ao danos que podem ser gerados pela cavitação (3). Modelos matemáticos, elaborados com o objetivo de simular a eficiência do equipamento e evitar danos por cavitação, também têm sido elaborados pelos fabricantes que não os divulgam em publicações técnicas por serem considerados informações tecnológicas (27). Entretanto, por não retratarem exatamente as mesmas condições de operação do equipamento durante todo seu ciclo de vida, esses modelos podem apresentar deficiências e áreas onde supostamente não haveria ocorrência de danos podem vir a apresentá-los. Em função disso, práticas conservadoras no projeto destes componentes ainda continuam sendo aplicadas, mesmo representando aumento significativo no custo dos equipamentos.

36 Relação entre a resistência ao dano cavitacional e propriedades dos materiais Inúmeras tentativas de estabelecer relações entre a resistência aos danos gerados pela cavitação e propriedades mecânicas dos materiais foram exploradas em publicações técnicas. Propriedades monotônicas tais como dureza, limite de escoamento e resistência, ductilidade e resiliência não apresentam, em geral, boas correlações com a resistência à cavitação dos materiais. Entretanto, avaliando-se materiais da mesma classe, ou seja, que possuem estruturas similares, foi possível estabelecer algumas relações entre a resistência à cavitação e estas propriedades (28). Estudos em materiais similares indicaram a dureza como um bom indicativo da resistência à cavitação de um material. A energia absorvida até a fratura, definida como sendo a área sob a curva tensão-deformação até a fratura, mostrou boa correlação com a resistência ao dano cavitacional em determinadas situações e ruim em outras. Como resultado destes estudos, pode ser visto que, para materiais muito dúcteis, esse é um bom indicativo para a resistência à cavitação. Por outro lado, o quadrado do limite de resistência dividido pelo dobro do Módulo de Young (σ 2 r /2E) que, para materiais frágeis onde limite de resistência e escoamento possuem valores próximos, pode ser considerado o módulo de resiliência, mostrou-se um bom indicativo da resistência à cavitação. Para materiais frágeis, o aumento deste valor implica diretamente em uma maior resistência ao dano por cavitação (20). Estudos realizados com o objetivo de esclarecer como o colapso das bolhas podem proporcionar danos nos materiais indicaram que as pressões resultantes variam de intensidade, possuindo, na sua grande maioria, valores inferiores aos necessários à geração de danos na superfície do material. Como consequência, foram estabelecidas teorias atribuindo esses danos ao somatório dos impactos, ou seja, à fratura por fadiga (28). Com o objetivo de mostrar a relação entre o dano cavitacional e a fadiga, foram conduzidos estudos correlacionado propriedades associadas a deformações cíclicas

37 23 com a resistência à cavitação de diferentes metais e ligas metálicas. A propriedade associada à deformação cíclica que, segundo essas pesquisas, mais se correlaciona com resistência à cavitação é o coeficiente de resistência à fadiga (σ f). Este coeficiente se relaciona com deformação total (ε T ), que é a soma da deformação plástica (ε p ) e elástica (ε e ), e número de ciclos até a fratura (N f ), pela Equação 2.1 onde: ε f é o coeficiente de ductilidade à fadiga, b e c são os expoentes de resistência e ductilidade à fadiga. Parâmetros de resistência à cavitação, como período de incubação e a taxa máxima de perda de massa (MDP), apresentaram boas correlações com σ f. A correlação entre a combinação de propriedades cíclicas, ou seja, coeficiente de resistência à fadiga (σ f) multiplicado pelo expoente de endurecimento por deformação cíclica (n ), que é definido pela Equação 2.2, com a taxa máxima de perda de massa (MDP), também apresentou resultados satisfatórios (28). ε 2 T = ε 2 e + ε 2 p σ = E ' f (2N f ) b + ε ' f (2N f ) c Equação 2.1 b n = c ' Equação 2.2 Alguns pesquisadores apontam a existência de uma relação entre propriedades microscópicas, como a energia de falha de empilhamento, com a resistência ao dano cavitacional do material. Medições deste parâmetro, efetuadas através de microscopia eletrônica de transmissão para alguns metais, indicaram boa correlação com σ f (coeficiente de resistência à fadiga) e melhores com o produto σ f.n (28). Apesar das correlações entre propriedades relacionadas à perda de massa durante o fenômeno da cavitação e à fadiga em diversos metais e ligas metálicas terem indicado a existência de uma relação entre ambos os fenômenos, o mecanismo responsável pelos danos decorrentes da cavitação não se encontra ainda totalmente esclarecido.

38 Ensaios para avaliação da resistência à cavitação A grande dificuldade em compreender e simular o fenômeno da cavitação em escala laboratorial foi responsável pelo surgimento de inúmeros métodos para a avaliação da resistência de materiais empregados na construção e recuperação de componentes sujeitos a este fenômeno. Os diferentes métodos podem ser classificados em função da forma pela qual o fenônemo da cavitação é induzido. Existem, basicamente, dois tipos diferentes de métodos : os que utilizam fluxo de líquido e aqueles onde o fenômeno da cavitação é induzido por vibração (geralmente ultrasônica) (3). Diferentes tipos de dispositivos para avaliação da resistência ao dano cavitacional de materiais através de fluxo de líquido foram desenvolvidos. Entre esses, podem ser citados: discos rotativos onde os corpos de prova são posicionados e submetidos a jatos de água (29), tubos de venturi utilizados para gerar a cavitação de corpos de prova que são dispostos em sua parede (30), e válvulas rotativas para gerar cavitação em vórtex (31). O dano cavitacional proveniente destes testes é medido de diversas formas, sendo as mais comuns através do número de crateras geradas por unidade de área, pela variação na rugosidade da superfície ensaiada ou, principalmente, pela medição da perda de massa do corpo de prova em função de tempo de exposição à cavitação. Os resultados dos diferentes tipos de ensaio utilizados na avaliação da resistência à cavitação de materiais não podem ser comparados devido a variação nos princípios utilizados e nas condições experimentais (3). A ASTM (American Society for Testing and Materials) recomendou um procedimento de teste padrão, utilizando um dispositivo capaz de produzir vibração ultrasônica para induzir a ocorrência do fenômeno da cavitação com o objetivo de avaliar a resistência ao dano cavitacional de materiais (norma ASTM G32). Este procedimento foi elaborado para padronizar a realização do ensaio e permitir a comparação entre resultados obtidos por diversos pesquisadores (32).

39 25 Na execução do ensaio segundo esta norma, é utilizado um dispositivo constituído por gerador ultrassônico e conversor piezoelétrico acústico. A corpo de prova do material a ser ensaiado é imerso em água destilada à temperatura controlada, e submetido a vibração ultrassônica em intervalos de tempo pré estabelecidos. Este intervalo de tempo varia em função da resistência à cavitação do material, e deve ser estabelecido de tal maneira a se obter uma curva de perda de massa acumulada por tempo de ensaio com razoável precisão. Ao final de cada intervalo, o corpo de prova é pesado em uma balança com precisão de 0,1mg com o objetivo de determinar a perda de massa. O ensaio é finalizado, conforme recomendado pela norma, após a taxa de perda de massa atingir seu máximo e começar a diminuir (32). A Figura 2.11 mostra esquematicamente o dispositivo utilizado na realização do ensaio. Figura 2.11: Desenho esquemático do dispositivo utilizado na realização do ensaio de erosão por cavitação vibratória segundo a norma ASTM G32 (32). Visando realizar comparações entre diferentes materiais, os resultados desse ensaio podem ser representados através de valores simples. Os mais comuns são a taxa de erosão máxima e a taxa de erosão final. Não existe, entretanto, consenso com relação a melhor designação simples para representar a resistência do material. Por