HUGO FLÓRIO SGOBBI DANIEL MIRA BUZONE
ESTUDO EM FADIGA NO AÇO API 5L X80 SOLDADO PELO PROCESSO HF/ERW.
HUGO FLÓRIO SGOBBI DANIEL MIRA BUZONE
ESTUDO EM FADIGA NO AÇO API 5L X80 SOLDADO PELO PROCESSO HF/ERW.
Trabalho de Graduação apresentado ao Conselho de Curso de Graduação em Engenharia de Materiais da Faculdade de Engenharia do Campus de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista, como parte dos requisitos para obtenção do diploma de Graduação em Engenharia de Materiais.
Orientador: Prof. Dr. Marcelino Pereira do Nascimento
S523e Sgobbi, Hugo Flório Estudo em fadiga no aço API 5L X80 soldado pelo processo HF/ERW / Hugo Flório Sgobbi, Daniel Mira Buzone . – Guaratinguetá : [s.n], 2013
77 f. : il.
Bibliografia : f. 71
Trabalho de Graduação em Engenharia de Materiais – Universidade Estadual Paulista, Faculdade de Engenharia de Guaratinguetá, 2013
Orientador: Prof. Dr. Marcelino Pereira do Nascimento
1. Petróleo 2. Gás natural 3. Buzone, Daniel Mira I .Título.
DADOS CURRICULARES
HUGO FLÓRIO SGOBBI
NASCIMENTO 17.03.1989 – ARARAQUARA / SP
FILIAÇÃO Ariovaldo Sgobbi
Kátia Flório Sgobbi
2008/2013 Curso de Graduação
UNESP – Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”.
DANIEL MIRA BUZONE
NASCIMENTO 26.03.1990 – SÃO PAULO / SP
FILIAÇÃO Edison Luis Buzone
Eliane Maria Gonçalves Mira Buzone
2008/2013 Curso de Graduação
AGRADECIMENTOS
Primeiramente agradeço aos meus pais Ariovaldo e Kátia, que me deram a oportunidade de realizar meus estudos.
aos meus tios André e Anete, por todo o carinho.
ao meu orientador Prof. Dr. Marcelino Pereira do Nascimento, pelos conselhos dados, dedicação e paciência.
a república Cevada & Kana, dona Hercília e amigos que proporcionaram momentos e ensinamentos que levarei para a vida toda.
a Luciana, pela motivação, paciência e grande ajuda.
ao professor Luiz Rogério de Oliveira Hein, aos mestrandos Vitor, Renan e Reginaldo, e aos técnicos e alunos da graduação, pela colaboração nos ensaios realizados neste trabalho
AGRADECIMENTOS
a Deus, pela saúde e proteção das pessoas que amo;
aos meus pais, Edison e Eliane, e aos meus irmãos, Lucas e Letícia, por serem tudo para mim;
à minha namorada Mariana, pelo companheirismo, cumplicidade e incentivo; ao Prof. Dr. Marcelino Pereira do Nascimento, pela orientação, ajuda e atenção;
ao Prof. Dr. Marcos Valério Ribeiro, por todo o apoio e atenção ao longo dos anos de faculdade;
ao professor Rogério Hein, aos mestrandos Vitor, Renan e Reginaldo, e aos técnicos e alunos da graduação, pela colaboração nos ensaios realizados neste trabalho; aos meus amigos tri-campeões da República Bahamas e aos meus amigos da República Dominacana, pela amizade e histórias ao longo desses anos;
" Aprender é a únicacoisa de que a mente nunca se cansa, nunca tem medo e nunca se arrepende".
SGOBBI, H. F.; BUZONE, D. M. Estudo em fadiga no aço API 5L x80 soldado pelo processo HF/ERW. 2013. 77f. Trabalho de Conclusão de Curso – Faculdade de Engenharia do Campus de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá, 2013.
RESUMO
O avanço tecnológico com a finalidade de melhorar os processos na obtenção de fontes de energia, como petróleo e gás natural, é motivado principalmente pelas recentes descobertas de reservas de petróleo. Por isso, cada vez mais, tem-se a necessidade de um conhecimento aprofundado dos materiais utilizados na fabricação de dutos para transporte e exploração de petróleo e gás natural. Os aços que seguem a norma API (American Petroleum Institute), são aços de alta resistência e baixa liga (ARBL), utilizados na fabricação desses dutos, pois possuem, com suas juntas soldadas, propriedades mecânicas para suportar as condições de trabalho às quais esses dutos serão submetidos. O objetivo deste trabalho é avaliar o comportamento da fadiga em aço microligado grau API 5L X80 soldado pelo processo HF/ERW. Para isso, foram realizados ensaios de fadiga axial , para a obtenção da curva S-N (tensão versus número de ciclos). Para complementar o estudo foram realizados análises metalográfica, fractográfica, ensaio de microdureza Vickers e tração a fim de caracterizar as propriedades mecânicas do aço e verificar se os valores obtidos atendem as especificações da norma API 5L. A partir dos ensaios de fadiga, foi possível concluir que o acabamento superficial influencia diretamente na vida em fadiga do material.
SGOBBI, H. F.; BUZONE, D. M. Fatigue study on API 5L steel welded by HF/ERW process. 2013. 77f. Trabalho de Conclusão de Curso – Faculdade de Engenharia do Campus de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá, 2013.
ABSTRACT
The technological advancement in order to improve the methods of obtaining energy sources such as oil and natural gas is mainly motivated by the recent discovery of oil reserves. So, increasingly , there is a need for a thorough knowledge of the materials used in the manufacture of pipelines for transportation and exploration of oil and natural gas. The steels which follow the API standard (American Petroleum Institute), also known as high strenght low alloy (hsla), are used in the manufacture of these pipes, as they have, with their welded joints, mechanical properties to withstand the working conditions to which these ducts will be submitted . The objective of this study is to evaluate the fatigue behavior in microalloyed steel grade API 5L X80 welded by process HF / ERW . For this, axial fatigue tests to obtain S-N curve (stress vs. number of cycles ) were conducted. To complement the study, it was performed metallographic , fractographic , Vickers hardness tests and tensile tests to characterize the mechanical properties of the steel and check whether the values satisfy the specifications of the API 5L standard . From the fatigue tests , it was concluded that the surface finish influences directly on the fatigue life of the material
Keywords : Oil and Natural Gas. Vortex. HSLA. HF/ERW. Fatigue test.
Figura 1 - Evolução Histórica do Consumo Total de Gás Natural (milhões de m3/ano) 22
Figura 2 - Evolução do Consumo Total de Gás Natural (milhões de m3/ano) ... 23
Figura 3 - Sistema dutoviário de petróleo e derivados ... 25
Figura 4 - Sistema dutoviário de gás natural ... 26
Figura 5 - Ilustração das configurações lazy-wave e catenária ... 27
Figura 6 - Esquema das VIV em um trecho de riser, (a) vista em perspectiva e (b) vista de topo ... 29
Figura 7 - Região de um tubo de aço sob tensionamento durante transporte ... 30
Figura 8 - Representação esquemática do processo de laminação controlada em função da microestrutura resultante... 33
Figura 9 - Alterações microestruturais durante a laminação ... 33
Figura 10 - Estudo da correlação entre a economia de material a partir do uso de aços de maior resistência mecânica (grau API) ... 35
Figura 11 - Evolução da soldabilidade dos aços API ... 39
Figura 12 - Diagrama S-N ... 40
Figura 13 - Ciclo de tensões alternadas variando como uma função senoidal ... 40
Figura 14 - Ciclo de tensões repetidas, no qual as tensões máxima e mínima são assimétricas em relação ao nível zero de tensão... 41
Figura 15 - Processos de carregamento cíclico: (a) bi-harmônica; (b) caótico; (c) intervalos discretos ... 42
Figura 16 - Amplitude de tensão (S) em função do logaritmo do número de ciclos até a falha por fadiga (N) para (a) um material que apresenta um limite de resistência à fadiga, e (b) um material que não apresenta um limite de resistência à fadiga ... 44
Figura 17 - Mecanismo de propagação de trinca de fadiga (estágio II) através de um processo repetitivo de abaulamento e afilamento plástico da extremidade da trinca; (a) carga compressiva zero ou máxima, (b) carga de tração pequena, (c) carga de tração m máxima, (d) carga compressiva pequena,(e) carga compressiva zero ou máxima, (f) carga de tração pequena. O eixo do carregamento é vertical ... 45
Figura 18 - Modelo curva de histerese ... 47
Figura 19 - Exemplo de uma curva deformação-vida ... 48
Figura 20 - Ilustração das marcas de praia ... 49
Figura 41 - Fractografia com ampliação de 60x da superfície da fratura ... 68 Figura 42 - Aspectos fractográficos com aumento de 1000x na região de fratura da amostra ... 69
Quadro 1 - Maiores reservas provadas de gás natural (em milhões de m3) do mundo . 18
Quadro 2 - Reservas mundiais provadas de petróleo (em bbl ) ... 18
Quadro 3 - Projeção do Balanço de Gás Natural (milhões de m3/ano) ... 23
Quadro 4 - Obras do PAC propostas pelo governo federal para gasodutos ... 24
Quadro 5 - Propriedades mecânicas de aços disponíveis ... 28
Quadro 6 - Comparação entre as especificações PSL1 e PSL2 ... 37
Quadro 7 - Dados vida em fadiga para alguns metais e ligas de engenharia ... 46
Quadro 8 - Composição química do aço API 5L X80, para fração em massa de carbono até 0,12% ... 55
Tabela 1- Dados da análise de rugosidade ... 61
Tabela 2 - Resultados das microdurezas do aço API 5L X80 ... 63
Tabela 3 - Resultados dos ensaios de tração... 66
Tabela 4 - Resultados do ensaio de fadiga do aço API 5L X80 ... 66
ANP Agencia Nacional do Petróleo API American Petroleum Institute ARBL Alta Resistência e Baixa Liga
ASTM American Society for Testing and Materials BBL Barril
CE Carbono Equivalente E&P Exploração e Produção GNV Gás Natural Veicular
HF/ERW High Frequence Eletric Resitence Welding HIC Hydrogen Induced Cracking
HSLA High Strength Low Alloy MB Metal Base
MEV Microscópio Eletrônico de Varredura MME Ministério das Minas e Energia
PAC Programa de Aceleração do Crescimento P&G Petróleo e Gás natural
PSL Product Specification Level SI Sistema Internacional TDP Touchdown Point
TMCP Thermomechanical Controlled Process VIV Vibração Induzida por Vórtices
ZTA Zona Termicamente Afeta
1 INTRODUÇÃO ... 18
1.1 PANORAMA GERAL DO PETRÓLEO E GÁS NATURAL NO BRASIL ... 18
1.2 OBJETIVOS ... 20
2 REVISÃO BIBIBLIOGRÁFICA ... 21
2.1 PETRÓLEO ... 21
2.2 GÁS NATURAL ... 21
2.3 RISERS RÍGIDOS ... 26
2.3.1 Materiais ... 27
2.4 VÓRTICES ... 28
2.5 CUIDADOS ACERCA DO TRANSPORTE DE DUTOS ... 29
2.6 AÇOS MICROLIGADOS ALTA RESISTÊNCIA E BAIXA LIGA (ARBL) ... 30
2.6.1 Aços API ... 31
2.7 PROCESSOS DE FABRICAÇÃO DOS AÇOS ARBL ... 32
2.7.1 Laminação controlada ... 32
2.7.2 Influência dos elementos de liga ... 34
2.7.3 Carbono equivalente... 37
2.8 FADIGA ... 39
2.8.1 Tensões cíclicas ... 40
2.8.2 Diferença entre fadiga de alto e baixo ciclo ... 42
2.8.3 Curva S-N ... 42
2.8.4 Propagação da trinca ... 44
2.8.5 Deformação-número de ciclos (ε-N) ou de COFFIN-MANSON ... 46
2.8.6 Identificação ... 48
2.9 PROCESSO DE SOLDAGEM HF/ERW ... 51
2.9.1 Aspectos econômicos e industriais... 53
3 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ... 55
3.2 MÉTODOS ... 55
3.2.1 Análise microestrutural, macroestrutural e fractográfica ... 55
3.2.2 Rugosidade ... 56
3.2.3 Microdureza Vickers (HV) ... 57
3.2.4 Ensaios de tração ... 57
4.1 ANÁLISE METALOGRÁFICA ... 59
4.1.1 Microscopia Óptica (MO) ... 59
4.2 ANÁLISE MACROGRÁFICA ... 60
4.3 ENSAIO DE RUGOSIDADE ... 61
4.4 ENSAIO DE MICRODUREZA ... 62
4.5 ENSAIO DE TRAÇÃO ... 63
4.6 ENSAIO DE FADIGA ... 66
4.7 ANÁLISE FRACTOGRÁFICA POR MICROSCOPIA ELETRÔNICA DE VARREDURA (MEV) ... 67
1 INTRODUÇÃO
1.1 PANORAMA GERAL DO PETRÓLEO E GÁS NATURAL NO BRASIL
Para Costa; Boeria; Azevedo (2010) o Brasil encontra-se atualmente em uma situação importante no que se refere ao setor de petróleo e gás natural. O país superou o fluxo de importação de petróleo e a fase de insegurança energética vivenciada no século passado, atingindo a autossuficiência de petróleo. Com a descoberta do pré-sal, o país poderá inclusive, tornar-se exportador líquido de petróleo e derivados. O ranking de países com maiores reservas provadas de petróleo e gás natural é mostrado no Quadro 1 e no Quadro 2.
Quadro 1 - Maiores reservas provadas de gás natural (em milhões de m3) do mundo
País Reservas provadas País Reservas provadas
1º Rússia 47 570 6º Estados Unidos 7 716
2º Irã 33 070 7º Emirados Árabes 6 089
3º Catar 25 200 8º Venezuela 5 524
4º Turcomenistão 24 300 9º Nigéria 5 110
5º Arábia Saudita 8 028 10º Argélia 4 502
33º BRASIL 416,9
Fonte: (CIA THE WORLD FACT BOOK, 2013. Modificado pelo autor.)
Quadro 2 - Reservas mundiais provadas de petróleo (em bbl1 )
País Reservas provadas
1º Arábia Saudita 264 600 000 000
2º Venezuela 209 400 000 000
3º Canadá 173 600 000 000
4º Irã 151 200 000 000
5º Iraque 143 100 000 000
6º Kuwait 101 500 000 000
7º Emirados Árabes 97 800 000 000
8º Rússia 60 000 000 000
9º Líbia 48 080 000 000
10º Nigéria 38 500 000 000
15º BRASIL 26 000 000 000
Fonte: (CIA THE WORLD FACT BOOK, 2013. Modificado pelo autor).
As empresas de petróleo estão engajadas na exploração de hidrocarbonetos em ambientes cada vez mais complexos e desafiadores, como os reservatórios presentes em águas profundas e ultraprofundas.
1
19 Neste cenário, o grande interesse das indústrias de óleo e gás no uso de aços microligados de alta resistência e baixa liga (ARBL) para construção de risers, linhas dutoviárias de transmissão e distribuição de petróleo e gás deve-se principalmente a fatores econômicos e das propriedades intrínsecas desta classe de aços.
De acordo com Porto et al. (2007), no que se refere ao material empregado em projetos de gasodutos e oleodutos, os engenheiros buscam utilizar aços com propriedades de resistência mecânica e tenacidade cada vez mais elevadas, visando o aumento da segurança operacional, produtividade e redução do peso do gasoduto. Com a evolução do processo de fabricação dos aços ARBL e com a introdução da laminação a quente por resfriamento controlado, os aços passaram a possuir maior resistência mecânica, tenacidade e soldabilidade, propriedades que são imprescindíveis para aços aplicados em estruturas onshore e offshore. A inclusão de elementos de micro liga e a diminuição do carbono equivalente no aço, em conjunto ao processo de laminação termomecânica controlada, foram os principais fatores responsáveis para o desenvolvimento dessas propriedades mecânicas (RAMÍREZ et al., 2007).
O petróleo produzido é escoado do poço presente no fundo do mar até a superfície através de risers. O profundo conhecimento do comportamento dinâmico destes equipamentos é fundamental para o sucesso da operação de produção marítima de petróleo e gás, visto a grande quantidade de recursos econômicos e humanos envolvidos e também o impacto ambiental advindo de um possível acidente (TSUKADA, 2009).
Risers são tubulações que ligam o poço no fundo do mar à plataforma e exercem a função de produção, injeção, perfuração e completação. Os risers de produção e injeção podem ser do tipo rígido ou flexível, podendo ser instalados em diferentes configurações (catenária, híbridos, verticais, etc). Já os de perfuração e completação são sempre rígidos e instalados, em geral, na vertical (RIBEIRO, 2007).
Os risers rígidos, quando instalados no mar são submetidos a diversas forças como correnteza, ondas marítimas e ao movimento induzido em seu topo pela plataforma. Dentre as forças causadas pela correnteza têm-se as forças geradas pela Vibração Induzida por Vórtices (VIV), que ocorre devido ao desprendimento de vórtices.
entendimento deste fenômeno pode ser medida pelos altos investimentos e pesquisas realizadas com a finalidade de compreendê-lo e de possibilitar a predição de seu comportamento dinâmico através de programas numéricos (TSUKADA, 2009).
Outro importante cenário no que diz respeito à fadiga de tubos, é a preocupação com o transporte e instalação. Devido às longas distâncias entre a origem e o destino final dos tubos, esses podem sofrer danos em suas superfícies e consequentemente possibilitar uma eventual falha por fadiga.
Abordagens desta natureza, buscando minimizar os impactos negativos causados por falhas estruturais, impulsionam os estudos mais recentes acerca de colapso por fadiga, VIV e condição de transporte de tubos e, portanto, são o foco do presente trabalho.
1.2 OBJETIVOS
A partir da breve justificativa citada anteriormente, este trabalho visa realizar um estudo geral sobre o comportamento em fadiga de um tubo de aço microligados de alta resistência e baixa liga classe API 5L X80 soldado pelo processo high frequency / eletric resitance welding (HF/ERW), empregado na manufatura de tubos para sistemas dutoviários de transporte e prospecção de óleo e gás. Para isso foi realizada a caracterização microestrutural, mecânica e das propriedades de tração e fadiga do aço API X80.
21
2 REVISÃO BIBIBLIOGRÁFICA
2.1 PETRÓLEO
Costa, Boeria e Azevedo resumem no livro O BNDES em um BRASIL em Transição (2010) o contexto favorável da exploração de petróleo e gás natural como decorrente de uma série de investimentos e medidas empreendidas pelo governo brasileiro há várias décadas. O primeiro campo offshore foi descoberto em 1968, naquela época, os preços do petróleo eram muito baixos (cerca de US$ 3/bbl), as reservas provadas de petróleo e gás natural (P&G) no Brasil eram bastante limitadas, de difícil extração, e o petróleo, de baixa qualidade (baixo grau API6), o que comprometia a viabilidade de exploração e produção (E&P) na costa brasileira.
A partir da década de 1970, em virtude das duas mais graves crises do petróleo ocorridas no Oriente Médio, novas políticas foram elaboradas para incentivar e desenvolver a atividade de exploração e produção no mar territorial brasileiro, a fim de reduzir a vulnerabilidade do país quanto ao suprimento de energia. Desde então, o Brasil conseguiu reduzir seu nível de dependência da importação de petróleo, de um patamar acima de 80% para a situação atual.
De acordo com a revista Exame (2010) as recentes descobertas de grandes poços de petróleo, como por exemplo o campo de Libra, na bacia de Santos, na qual estima-se um volume de óleo recuperável na faixa de 3.7 a 15 bilhões de barris, inaugurou uma nova fase na exploração de petróleo no Brasil. Além disso, as avaliações preliminares do governo para o pré-sal brasileiro indicam de 50 a 70 bilhões de barris de óleo em camadas situadas entre cinco mil e sete mil metros abaixo do nível do mar. Esses fatores unem-se ao fato do risco exploratório do pré-sal ter se mostrado muito menor do que o inicialmente estimado.
Investimentos superiores a 220 bilhões de dólares, programados para o período de 2010 a 2014 impulsionam o segmento. Portanto, a expansão da malha dutoviária para suprir essa demanda, terá potencial para crescer consideravelmente.
2.2 GÁS NATURAL
Entre os fósseis, ele de longe é o mais limpo. As usinas termelétricas movidas a gás emitem cerca de 50% menos CO2 do que as movidas a carvão e 25% menos do que as
movidas a óleo combustível. (EXAME, 2011)
Segundo dados da Agencia Nacional do Petróleo (ANP), a oferta interna total de gás natural em 2005 no Brasil foi de 51,52 milhões de m3/dia, sendo 26,8 milhões proveniente da produção nacional, e 24,7 milhões de importações da Bolívia e da Argentina.
O Ministério das Minas e Energia (2007) relatou que nos últimos quinze anos, o consumo final de gás natural vêm aumentando a uma taxa de 10,3% ao ano, em função do crescimento dos setores energético, industrial e de transportes. Esse último é justificado pela penetração do gás natural veicular (GNV) no país, especialmente na região sul-sudeste e alguns estados do nordeste, como Bahia e Pernambuco, que no ano de 2005 concentraram mais de 80% da frota de conversões até aquele ano. A geração elétrica a partir do gás natural ganha estímulo com a oferta do combustível proveniente da Bolívia. Esse aumento na oferta também explica a substituição de óleo combustível por gás natural na indústria. A evolução histórica do consumo total de gás natural no Brasil é retratada na Figura 1.
Figura 1 - Evolução Histórica do Consumo Total de Gás Natural (milhões de m3/ano)
Fonte: (Ministério das Minas e Energia, 2007).
23 No longo prazo, a expectativa é de crescimento do consumo de gás natural, porém em níveis menores do que os observados no passado recente. Ainda assim, estima-se que o consumo de gás natural no Brasil cresça a uma taxa média de 6,3% ao ano, durante os próximos 25 anos, conforme os valores apresentados no Quadro 3. A evolução deste consumo total de gás natural e da produção doméstica projetada no horizonte do Plano Nacional de Energia 2030 é ilustrada na Figura 2.
Quadro 3 - Projeção do Balanço de Gás Natural (milhões de m3/ano)
Ano 2005 2010 2020 2030
Consumo total 20.973 42.079 63.826 97.460
Transformação 5.934 18.897 23.957 39.419
Produção derivados do petróleo 1.429 4.903 8.114 15.367
Geração de energia elétrica 4.505 13.994 15.843 24.052
Consumo final 15.040 23.181 39.869 58.040
Consumo não energético 849 1.082 2.854 4.413
Consumo energético 14.191 22.099 37.015 53.627
Setor energético 3.500 6.468 11.720 16.537
Residencial 217 432 666 812
Comercial/Público 321 426 790 1.513
Transportes 1.945 3.231 4.940 7.048
Industrial 8.209 11.543 18.899 27.718
Fonte: (Ministério das Minas e Energia, 2007. Modificado pelo autor).
Figura 2 - Evolução do Consumo Total de Gás Natural (milhões de m3/ano)
Fonte: (Ministério das Minas e Energia, 2007).
No Brasil alguns gasodutos encontram-se em construção e planejamento, como é ilustrado no Quadro 4, totalizando investimentos da Petrobrás na ordem de bilhões.
Quadro 4 - Obras do PAC3 propostas pelo governo federal para gasodutos
Obra Descrição Estado
Gasoduto Meio Norte Construção de 948 km de gasoduto entre Caucaia (CE), Teresina (PI) e São Luís (MA) CE, PI, MA
Presidente Kennedy Construção de 22 km rede de gás e uma estação de regulagem e medição RJ
Projeto Nordeste RMC Construção de redes de gás canalizado com 30 km na região metropolitana de Curitiba PR
Projeto Curitiba Nordeste Rede de gás canalizado com extensão total de 48 km (dos quais já foram construídos 24 km) PR
Ramal Serra Catarinense Ramal Serra Catarinense (km 90 ao 112) SC
Novas Fontes 3 (fase 4) Construção de 9 km de rede de gás RJ
Itapetininga Construção de 17,9 km de gás e uma estação de regulagem e medição SP
Ramal Garuva Construção e montagem nas regiões Norte Catarinense e Vale do Itajaí, incluindo o Ramal Garuva SC
Ramal Serra Catarinense Construção de ramal Serra Catarinense e remanejamento da rede do km 45 e 54 da rodovia BR-470 SC
Ramais nas regiões A e B Construção, montagem e demais obras para interligação de consumidores à rede nas regiões A e B SC
Projeto Londrina Rede de gás canalizado com 5,5 km de extensão PR
Ramais nas regiões C e D Construção, montagem e demais obras para interligação de consumidores à rede nas regiões C e D SC
Projeto Piên Rede de gás canalizado com 10 km de extensão PR
Campo Grande Construção de 6 km de rede de gás RJ
Sistema Blumenau - Residencial 1 Interligação de consumidores à rede nas regiões A e B, incluindo o Sistema Blumenau SC
Ramal Redes do Sul Construção e montagem de ramais e de interligações de novos consumidores SC
Sistema Criciúma-Tubarão Construção, montagem e demais obras para interligação de consumidores à rede nas regiões C e D SC
Sistema Joinville Interligação de consumidores à rede nas regiões A e B, incluindo o Sistema Joinville SC
Sistema Balneário Camboriú Interligação de consumidores à rede nas regiões A e B, incluindo o Sistema Balneário Camboriú SC
Ramal Canelinha e Santo Amaro Construção e montagem de ramais e de interligações de novos consumidores na Grande Florianópolis SC
Ramal Tijucas-Itajaí (Lote 2) Interligação de consumidores à rede nas regiões A e B, incluindo o Ramal Tijucas-Itajaí SC
Gasoduto Sul-Norte Capixaba (PAC) Gasoduto marítimo com 201,3 km, dos quais 50,3 km com diâmetro de 12'' e 151 km com 18'' ES
Gasoduto Cernambi-Cabiúnas (PAC) Gasoduto marítimo com 383 km, dos quais 20 km com diâmetro de 18'' e 363 km com diâmetro de 24'' RJ Fonte: (EXAME, 2011).
3
25 Hippert (2004) afirma que a região Sudeste é o elemento-chave no panorama energético e dutoviário brasileiro, por concentrar a malha de dutos mais extensa em operação no País, decorrente das várias refinarias instaladas e pela produção de cerca de 40% da gasolina nacional, além de concentrar vários pontos de distribuição de gás do projeto GASBOL à indústria paulista. Na Figura 3 pode-se visualizar o sistema de dutos brasileiro referentes ao petróleo e derivados.
Figura 3 - Sistema dutoviário de petróleo e derivados
Fonte: (ANP, 2013. Modificado pelo autor).
Figura 4 - Sistema dutoviário de gás natural
Fonte: (ANP, 2013. Modificado pelo autor).
2.3 RISERS RÍGIDOS
Os risers são elementos críticos dos sistemas marítimos de produção de petróleo, são dutos que fazem a ligação física para o transporte de óleo e gás do poço até a plataforma e navios FPSO1. (NAZIR, KHAN, AMYOTTE, 2007, tradução nossa). Os risers rígidos são simplesmente tubos de aço e, portanto, tem uma construção muito mais simples. A configuração típica para os risers é a de catenária (Figura 5). Nesta configuração, o riser fica preso à plataforma e se estende livremente até o solo.
27 surgem alguns problemas e outros se agravam. Em geral, com o aumento da profundidade, três problemas podem inviabilizar uma catenária: excesso de tração no topo, pois todo o comprimento suspenso é sustentado pelo ponto de conexão; compressão dinâmica, que ocorre quando, em uma situação dinâmica, porções do riser entram em compressão, e deve ser evitada por estar relacionada à ocorrência de flambagem; o colapso por fadiga, principalmente em dois pontos: o ponto de toque no solo, onde ocorrem grandes amplitudes de tensão de flexão, e o topo, onde ocorrem grandes amplitudes de tensão causadas pela variação de tração.
Outras configurações foram planejadas a fim de solucionar esses tipos de problemas, entre elas está a configuração do tipo lazy-wave (Figura 5), que se bem projetada, é capaz de solucionar tais problemas através de flutuadores intermediários. Os flutuadores são responsáveis por aliviar a tração no topo e podem diminuir a movimentação do ponto de contato com o solo (touchdown point ou TDP), aumentando a vida útil do riser e evitando a compressão dinâmica. (TANAKA, 2009; BALENA, 2010).
Figura 5 - Ilustração das configurações lazy-wave e catenária
Fonte: (TANAKA, 2009).
2.3.1 Materiais
baixa relação densidade por resistência mecânica e por seu alto módulo de resistência. Entre suas desvantagens estão o custo, a baixa resistência à fadiga e a maior complexidade para soldagem. Também é estudado o uso de fibras de carbono ou de vidro, que são muito leves, porém muito caras e de fabricação mais complexa.
Alguns exemplos de materiais comercialmente disponíveis e usualmente empregados na construção de risers, assim como algumas de suas propriedades são mostradas no Quadro 5 (TANAKA, 2009).
Quadro 5 - Propriedades mecânicas de aços disponíveis
Classificação Tensão de Escoamento (MPa) Tensão de Ruptura (MPa)
B 241 414
X42 290 414
X46 317 434
X52 359 455
X56 386 490
X60 414 517
X65 448 531
X70 483 565
X80 552 621
LC30-1812 207 482
LC52-1200 358 455
LC65-2205 448 621
LC65-2506 448 656
LC30-2242 207 551
Fonte: (TANAKA, 2009).
2.4 VÓRTICES
Nos últimos anos, a necessidade de melhorar o nosso conhecimento sobre vibração induzida pela emissão de vórtices (VIV) cresceu muito devido a alguns problemas desafiadores na engenharia. Um deles está presente na área de exploração de petróleo em águas profundas. Recentemente, plataformas de petróleo vêm sendo instaladas em profundidades de água superiores a dois mil metros.
29 eles podem causar fratura por fadiga nos risers, Figura 6 (MENEGHINI et al., 2003, tradução nossa).
Figura 6 - Esquema das VIV em um trecho de riser, (a) vista em perspectiva e (b) vista de topo
Fonte: (LE CUNFF et al., 2002; DE LANGRE, FACCHINETTI, DE LANGRE, BIOLLEY, 2003. Modificado pelo autor).
Segundo Tsukada (2009) a mecânica dos fluidos explica que o fenômeno do desprendimento de vórtices em cilindros está relacionado ao estudo do escoamento de fluidos viscosos, que pode ser modelado pelas equações de Navier-Stokes. Segundo a teoria da camada limite, formulada por Prandtl, quando o escoamento viscoso em volta de um corpo rombudo atingir uma determinada velocidade, ocorrerá o descolamento da camada limite causado pelo campo de pressão existente na porção traseira do corpo, que dará origem às camadas cisalhantes de fluido.
Para Balena (2010), quando se trata de produção de petróleo em ambiente marítimo, é importante se prever o colapso da estrutura do riser, pois a sua falha resulta em consequências desastrosas, tanto sob o ponto de vista econômico, devido à paralisação e reparo das operações de produção, quanto sob o ponto de vista ambiental, pois o vazamento de óleo pode causar um desastre ecológico de grandes proporções, caso atinja regiões com grande atividade biológica.
2.5 CUIDADOS ACERCA DO TRANSPORTE DE DUTOS
aplicações de prospecção e transmissão. Por consequência, em função das longas distâncias entre as fábricas e os locais de instalação dos tubos, é necessário um controle absoluto no deslocamento destes, seja por transporte marítimo ou terrestre, buscando minimizar as possibilidades de falhas ou danos consequentes do transporte. (GODOY; CAVALHEIRO; PEREIRA, 2010).
Um tipo de falha importante que ocorre em tubos de aço são as trincas por fadiga, as quais podem ocorrer durante o transporte. De acordo com Bruno (2008) a fadiga devido ao trânsito ocorre através de tensões cíclicas induzidas por forças gravitacionais e inerciais. A força peso de um tubo impõe um tensionamento regular de uma dada magnitude. Com a força agindo com amplitude vertical, o tubo é flexionado de maneira a ser solicitado alternadamente por tração e compressão, nas superfícies interna e externa. Este carregamento cíclico geralmente é o iniciador das trincas por fadiga. É ilustrado esquematicamente na Figura 7 a ação de tensionamento durante transporte.
Figura 7 - Região de um tubo de aço sob tensionamento durante transporte
Fonte: (BRUNO, 2008).
2.6 AÇOS MICROLIGADOS ALTA RESISTÊNCIA E BAIXA LIGA (ARBL)
31 aos aços carbono convencionais, para a mesma resistência mecânica (SOEIRO; ROCHA; BRANDI, 2013). Segundo Hippert (2004) os aços ARBL são amplamente usados na construção de componentes industriais, estruturas navais e plataformas de perfuração offshore.
Segundo Leslie (1981), os aços microligados podem ser definidos como aços estruturais de alta resistência, com teores de carbono inferiores a 0,12% e adições de vanádio (V), boro (B), titânio (Ti), nióbio (Nb), níquel (Ni) e molibdênio (Mo) em teores igualmente baixos. Apesar de o carbono ser um elemento indispensável nos mecanismos de endurecimento comumente empregados nos projetos de ligas de aços, houve uma necessidade, principalmente nas últimas décadas, de reduzir o teor do mesmo nos aços ARBL, pois esse elemento de liga diminui consideravelmente a soldabilidade desses aços (GORNI; MEI, 2006). Contudo, mesmo os aços ARBL apresentarem baixo teor de carbono, sua resistência mecânica não é afetada significativamente, pois devido à microadição de elementos de liga, há uma compensação pelo efeito de endurecimento, resultando na melhora das propriedades de soldabilidade e tenacidade do material (HIPPERT, 2004).
De acordo com Diniz, Lima e Santos (2006), quando se adiciona nióbio na liga, devido à grande afinidade deste elemento pelo carbono, há a formação de partículas de carboneto ou de carbonitretos, dependendo da existência de nitrogênio. Esse nióbio vai dificultar o crescimento do grão no aço ARBL (SILVA et al., 2007). A adição de titânio e boro favorecem o aumento da tenacidade do aço, devido à microestrutura constituída de ferrita acicular e ainda, os elementos titânio e vanádio promovem microestruturas de grãos finos. O níquel, por sua vez, também ajuda a aumentar a tenacidade e o mesmo, associado ao molibdênio e ao vanádio, melhoram a resistência por efeito do endurecimento por precipitação (BELTRÃO et al., 2005).
2.6.1 Aços API
internacional API em função da sua aplicação e resistência mecânica. Ainda segundo a denominação do American Petroleum Institute - API (2004), os aços ARBL utilizados na fabricação de tubos para linhas de transmissão seguem a classificação API 5L, enquanto que os empregados para a prospecção seguem a classificação API 5 CT.
Os graus de classificação de aços ARBL não são definidos pela composição química, e sim pelos níveis de resistência ao escoamento. Para a classe API 5L, os graus de composição química e resistência mecânica variam desde o API 5L A25 até o API 5L X120. Dependendo da resistência, os dois ou três números indicam os valores mínimos de limite de escoamento em unidades inglesas (ksi), então, no caso do aço X80, o valor mínimo da tensão de escoamento conforme classificação API é 80 ksi, ou 550 MPa, no sistema internacional (American Petroleum Institute, 2008, tradução nossa).
2.7 PROCESSOS DE FABRICAÇÃO DOS AÇOS ARBL
2.7.1 Laminação controlada
Nas últimas décadas, a partir de tratamentos termomecânicos e laminação controlada com resfriamento acelerado, houve um aperfeiçoamento dos aços microligados alcançando valores de limite de escoamento superiores a 650 MPa. (NAKASUGI; MATSUDA; TAMAHITO, 1973). Segundo Silva e Mei (2006), o reconhecimento de que a redução do tamanho de grão permitia melhorar a resistência e tenacidade sem comprometer a soldabillidade e ductibilidade do aço ARBL, levou ao aumento de pesquisas para se obter grãos cada vez mais finos. Com isso, essas propriedades contribuíram para a aplicação direta na fabricação de tubos usados em sistemas dutoviários (COHEN; HANSEN, 1979).
As técnicas de laminação controlada e resfriamento acelerado permitem obter microestruturas altamente refinadas (com tamanho de grão inferior a 10 µm) e excelentes propriedades mecânicas (NAKASUGI; MATSUDA; TAMAHITO, 1973). Apesar de o processo de resfriamento acelerado estar associado à eficácia dessa propriedade final obtida, é um processo com aplicação restrita, pois requer altos investimentos em equipamento e tecnologia (GORNI; MEI, 2006).
33 representado na Figura 8 a faixa de temperatura onde a recristalização não ocorre (faixa de temperaturas entre 950 °C e a 750 °C), a faixa onde haverá formação de ferrita (abaixo de 750°C) (SILVA et al., 2005).
Figura 8 - Representação esquemática do processo de laminação controlada em função da microestrutura resultante
Fonte: (SILVA et al., 2005).
É apresentado na Figura 9 um esquema das alterações microestruturais que causam a formação de grãos ferríticos finos nos aços durante a laminação controlada (SILVA; MEI, 2006).
Figura 9 - Alterações microestruturais durante a laminação
Como citam Batista et al. (2007), com relação às propriedades mecânicas do aço ARBL, o processo de laminação é importante para a obtenção de elevados valores de limite de escoamento e tenacidade, o que por sua vez, favorece uma melhor soldabilidade destes aços, pois permite uma diminuição do teor de carbono nos mesmos. (SILVA, 2004).
Logo, como cita Caldeira et al. (2005), para maximizar os efeitos dos microligantes com Nb, V e Ti no controle do tamanho de grão, endurecimento por precipitação e nas transformações de fase, é de suma importância o emprego do processamento termomecânico controlado. E o processo de laminação controlada, por sua vez, garante maior resistência à propagação de trincas pelo refino de grãos, ponto chave no que diz respeito à integridade estrutural do aço (SILVA et al., 2007).
2.7.2 Influência dos elementos de liga
Até a década de 1960, a maioria dos aços estruturais eram produzidos à base de carbono e manganês (C-Mn), conformados por laminação convencional e normalizados em seguida. Eventualmente, adicionava-se alumínio e nióbio para aumentar sua tenacidade e, sua resistência só era melhorada aumentando-se os teores de C ou Mn ou por tratamentos térmicos, o que causa perdas significativas na tenacidade e soldabilidade dos aços (BRITO, 1999; BRAZ, 1999; PEREIRA, 1999).
Foi só a partir da década de 1970, que começaram a surgir preocupações em melhorar simultaneamente as propriedades de resistência mecânica e tenacidade dos aços e, a elevar a soldabilidade dos mesmos, principalmente nas peças de grandes espessuras com aplicações na indústria naval, nos oleodutos, gasodutos e em plataformas offshore, localizadas nas regiões árticas. Com o aumento das pesquisas, houve então um desenvolvimento de aços de alta resistência e elevada tenacidade a baixas temperaturas, com possibilidade de economia em suas soldas. Essas pesquisas levaram ainda ao desenvolvimento de aços com menores espessuras dos tubos, o que diminuiria os custos da instalação.
35 economia em peso entre os aços API, com base nos estudos realizados pela indústria dutoviaria do Canadá (HILLENBRAND et al, 2004, tradução nossa).
Figura 10 - Estudo da correlação entre a economia de material a partir do uso de aços de maior resistência mecânica (grau API)
Fonte: (HILLENBRAND et al., 2004).
Assim, como disse Leslie (1981), uma nova geração de aços microligados foi desenvolvida, caracterizada por uma microestrutura predominantemente acicular, altamente refinada e com baixos percentuais de elementos de liga adicionados. Esses elementos, por sua vez, como nióbio, titânio e vanádio, combinados entre a adição de pequenas quantidades de elementos formadores de carbonitretos e com um processamento termomecânico controlado, determinam as propriedades mecânicas dos aços microligados (GALLEGO; KESTENBACH, 2004).
A norma American Petroleum Institute for specification for line pipe steel – API 5L (2008), determina que para aplicação em tubos, a composição química dos aços ARBL deve conter pelo menos os seguintes elementos: C, Si, Mn, P, S, V, Nb, Ti, sendo que, o teor máximo da soma de nióbio, vanádio e titânio deve ser de 0,12%, a 0,15%.
Segundo Caldeira et al, (2005), o carbono (C) é um elemento muito bom para o aumento da resistência mecânica devido sua boa relação custo/benefício, mas Toffolo, em 2008, diz que o mesmo em alta porcentagem torna o material pouco tenaz e compromete sua soldabilidade.
desoxidante previne formação de bolhas nos aços API. Os teores de manganês estão normalmente entre 1,00% e 1,70%. Além disso, o manganês funciona como um reforçador da solução-sólida em aço-carbono, mas favorece o decréscimo da temperatura de transformação da austenita para a ferrita. A adição de manganês pode melhorar o efeito da precipitação em aços com vanádio e em menor intensidade em aços com nióbio (COAT et al., 1999)
O fósforo (P) atua no aumento do limite de resistência, favorecendo a resistência à corrosão, mas diminuindo a soldabilidade do aço (TOFFOLO, 2008). Isso se deve à forte tendência desse elemento em segregar e contribuir para o aparecimento de estruturas bandeadas nos aços com microestrutura ferrita-perlita (CALDEIRA et al., 2005).
O enxofre (S) combina-se preferencialmente com o manganês (Mn) para formar MnS e este microconstituinte reduz exponencialmente a ductilidade do aço. Nos aços API 5L atuais o teor de enxofre situa-se geralmente abaixo de 0,010%. Entretanto, mesmo em teores baixos ainda existe o direcionamento da fratura devido à morfologia alongada do MnS. Portanto, cálcio é adicionado a fim de que se combine com o enxofre formando partículas duras de sulfeto de cálcio que não se deformam durante a laminação. A norma API 5L recomenda que o teor de enxofre não exceda 0,015% (SOEIRO; ROCHA; BRANDI, 2013).
Segundo os estudos de Toffolo (2008), o vanádio (V) impede o crescimento dos grãos, refinando a estrutura do aço e formando carbonetos duros e estáveis. Mesmo a baixas temperaturas, a solubilidade do carboneto de vanádio é grande na fase austenítica, enquanto que a do nitreto de vanádio é mais baixa, admitindo dissolução parcial em baixas temperaturas, por exemplo, 900 °C. A quantidade de nitrogênio nos aços ao vanádio (máximo de 0,15%V) geralmente é aumentada para níveis acima de 0,01%N, para garantir um refino de grão na condição normalizada.
Em função do processamento termomecânico e composição química, o nióbio (Nb) contribui de várias formas para a resistência mecânica, podendo variar de 0,020% a 0,060% nos aços API (CALDEIRA et al., 2005):
Controle do tamanho do grão pela precipitação de Nb (CN) nos contornos de grão;
37 Já o titânio (Ti) auxilia no mecanismo de precipitação e controla a formação de sulfetos. Pequenas quantidades de titânio (<0,0025%) são úteis para limitar o crescimento de grão da austenita.
2.7.3 Carbono equivalente
Um dos objetivos da norma API 5L é determinar as exigências de fabricação com dois níveis de especificação PSL (Product Specification Level): PSL 1 e PSL 2, para tubos de aço sem ou com costura a ser utilizados nas indústrias de petróleo e gás natural, em sistemas de transporte por dutos. Para cada nível, os aços são agrupados da seguinte forma: PSL 1, pode ser fornecido desde os graus A25 até X70; e PSL 2, pode ser fornecido desde o grau B até X80 (FIGUEIREDO, 2008). O grau X120, atualmente, está sendo atribuído a especificação PSL 2. Porém, ainda está longe de contemplar o estado da arte no Brasil, pois está em fase de testes para aplicações mais específicas. A especificação desses dois níveis de PSL é tomada com base na aplicação final do produto e ela define diferentes níveis de requerimentos técnicos padronizados. Os tubos para aplicações mais “nobres”, como no transporte de petróleo e gás, exigem especificações PSL 2. Esses tubos devem possuir requisitos obrigatórios para o carbono equivalente, controle mais estreito da composição química (em especial: enxofre e fósforo), valores mínimos de tenacidade à fratura definidos e valores máximos de resistência ao escoamento e resistência à tração (FIGUEIREDO, 2008). Algumas diferenças entre os níveis PSL 1 e PSL 2 são apresentadas no Quadro 6:
Quadro 6 - Comparação entre as especificações PSL1 e PSL2
Parâmetros PSL 1 PSL 2
Graus
Soldagem do cordão
Composição química
%C máx. para tubos sem costura %C máx. para tubos com costura % P máximo
%S máximo Carbono equivalente
Resistência ao escoamento, máximo Resistência à tração, máximo Tenacidade à fratura
A25 ate X70 Qualquer processo
0,28% para graus B e superior 0,26% para graus B e superior 0,033% para graus A e superior 0,033%
Sob exigências do cliente Não especificado Não especificado Não requerida
B ate X80
Qualquer processo, exceto soldagem a laser
0,24% 0,22% 0,025% 0,015%
Máx. para cada grau Máx. para cada grau Máx. para cada grau Requerida para todos os graus
Dentre os parâmetros da Tabela 6, o carbono equivalente se mostra muito importante no que diz respeito à soldabilidade e à formação de trincas induzidas pelo hidrogênio, garantindo a integridade estrutural dos tubos de aços microligados. A formação da trinca induzida por hidrogênio (HIC), também conhecida como fissuração pelo hidrogênio ou fissuração a frio, se dá devido à ação de quatro fatores, simultaneamente: o hidrogênio dissolvido no metal fundido; as tensões associadas à soldagem; a microestrutura frágil (formação de matensita e o constituinte M-A) e a uma temperatura abaixo de 150°C (CUNHA, 1989). Segundo Sant’Anna (2006), os aços microligados apresentam maior tendência na formação de martensita, ou em outras palavras, maior temperabilidade. Como o processo de fabricação de tubos e malhas (oleodutos e gasodutos) é a soldagem, a temperabilidade do aço e a temperabilidade da junta soldada, irá influenciar na necessidade de pré-aquecimento, possibilidade de haver trincas provocadas pelo hidrogênio e a tenacidade à fratura dos mesmos (SANT’ ANNA, 2006).
Além disso, com relação à fissuração pelo hidrogênio, o carbono equivalente (CE) é usado para a avaliação da soldabilidade relativa dos aços temperados. Para Kou (2002), A HIC ocorre geralmente em aços que apresentam elevado carbono equivalente. Os elementos de ligas adicionados, por sua vez, são responsáveis pela melhora das propriedades mecânicas e de resistência à corrosão. Os elementos presentes nos aços microligados são basicamente: C, Si, Mn, Ni, Cr, Cu, Mo e V (CUNHA, 1989; SANT’ANNA, 2006). Estes elementos e seus efeitos são importantes na tendência de formação da martensita na zona afetada termicamente e, com isso, na tendência à fissuração pelo hidrogênio (CUNHA, 1989).
Segundo Fernandes (2011), a soldabilidade dos tubos fabricados com aços da classe API aumenta com a diminuição do teor de carbono equivalente (CE). Para frações de massa de carbono igual ou inferior a 0,12%, a fórmula para o carbono equivalente é representada na equação 1 (API 5L, 2004).
39
Figura 11 - Evolução da soldabilidade dos aços API
Fonte: (SHIGA et. al., 1981).
2.8 FADIGA
A fadiga é definida como o processo de mudança estrutural progressivo, permanente e localizado que ocorre em um material sujeito a condições que produzem tensões e deformações cíclicas em um ou mais pontos, podendo culminar em trincas ou fratura completa após um número suficiente de oscilações cíclicas. (ASTM E1823, 2013, tradução nossa).
Callister (2002) considera que o estudo de fadiga é fundamental em engenharia, uma vez que esse tipo de falha é a maior causa individual de falhas nos metais, totalizando aproximadamente 90% de todas as falhas de metais.
Falhas mecânicas por fadiga tem sido o objeto de estudo em engenharia desde o começo do Século XIX. Um dos primeiros estudos foi realizado na Alemanha em 1828 por W. A. J. Albert, que testou correntes para içamento de carga sob carregamento cíclico. Mas foi o francês J.V. Porcelet introduziu o termo fadiga pela primeira vez em 1839. (DOWLING, 2007, tradução nossa).
Wöhler, também, introduziu o conceito da curva de fadiga, isto é, o diagrama no qual a magnitude das tensões cíclicas é relacionada em função do número de ciclos até a falha por fadiga. A curva S-N (ou de Wöhler), representada na Figura 12, tornou-se um padrão e continua sendo amplamente utilizada na caracterização dos comportamentos dos materiais (BOTOLIN, 1999, tradução nossa).
Figura 12 - Diagrama S-N
Fonte: (ASTM E468, 2011. Modificado pelo autor).
2.8.1 Tensões cíclicas
Um processo típico de carga cíclica, conhecido como ciclo de tensões alternadas é apresentado na Figura 13. A notação σ(t) é usada para qualquer variável de tensão relacionada com o processo de carregamento, como por exemplo, tensão-compressão, flexão ou torção. Em geral são possíveis três modos de tensão oscilante-tempo. No ciclo de tensões alternadas σ(t) varia como uma função senoidal e a duração do ciclo coincide com o período da função de σ(t). Cada ciclo contém uma tensão máxima de tração (σmax) e uma tensão mínima de compressão (σmín) (BOTOLIN, 1999, tradução nossa). Figura 13 - Ciclo de tensões alternadas variando como uma função senoidal
41 Segundo Callister (2002) os parâmetros que são usados para caracterizar o ciclo de tensões oscilantes estão indicados na Figura 14. A amplitude de tensão alterna em torno de uma tensão média σm que é definida como sendo a média entre tensões máximas e mínimas no ciclo:
(2)
O intervalo de tensões Δσ é a diferença entre σmáx e σmin, isto é:
Δσ = σmáx - σmín (3)
A amplitude da tensão σa é a metade deste intervalo de tensões:
(4)
A razão de tensão R também é uma característica importante da carga cíclica.
(5)
Para os ciclos simétricos R = -1. Por convenção, as tensões de tração são positivas e as tensões de compressão são negativas.
Figura 14 - Ciclo de tensões repetidas, no qual as tensões máxima e mínima são assimétricas em relação ao nível zero de tensão
Alguns outros tipos de cargas cíclicas são mostrados esquematicamente na Figura 15. Entre eles estão bi-harmônica (a), caótico (b) e intervalos discretos (c) (BOTOLIN, 1999, tradução nossa).
Figura 15 - Processos de carregamento cíclico: (a) bi-harmônica; (b) caótico; (c) intervalos discretos
Fonte: (BOTOLIN, 1999. Modificado pelo autor).
2.8.2 Diferença entre fadiga de alto e baixo ciclo
É importante destacar a diferença entre fadiga de alto ciclo e baixo ciclo. Se deformações plásticas são pequenas e localizadas em volta da extremidade da trinca, enquanto a parte principal do corpo é deformado elasticamente, o processo é denominado fadiga de alto ciclo. Se a carga cíclica é acompanhada de deformações elasto-plásticas na maior parte do corpo, então a fadiga é de baixo ciclo. Considera-se fadiga de baixo ciclo, se o número até o início da trinca visível ou até a fratura final é inferior a 104 ou 5x104 ciclos. (BOTOLIN, 1999, tradução nossa).
2.8.3 Curva S-N
43 Para Callister (2002) dois tipos de curvas S-N diferentes são verificados, como mostra a Figura 16. Esses gráficos indicam que quanto maior a magnitude da tensão, menor o número de ciclos que o material é capaz de tolerar antes de falhar. Para algumas ligas ferrosas e de titânio, a curva S-N se torna horizontal para valores de N elevados, logo, existe um nível de tensão limitante, ilustrado na Figura 16a. O limite de resistência à fadiga, abaixo do qual a falha por fadiga não irá acontecer, representa o maior valor de tensão cíclica que não irá causar a falha após um número infinito de ciclos. Para muitos aços, os limites de resistência à fadiga variam entre 35 e 60% do limite de resistência à tração.
Grande parte das ligas não ferrosas não possui um limite de resistência à fadiga, a fadiga irá ocorrer inevitavelmente, independente da magnitude da tensão. Para esse materiais , a resposta da fadiga é especificada como uma resistência à fadiga, que é definida como sendo o nível de tensão no qual a falha irá ocorrer para um determinado número de ciclos. A Figura 16b demonstra a curva de resistência à fadiga (CALISTER, 2002).
Outra abordagem clássica sobre o comportamento de fadiga é o parâmetro vida em fadiga. Esse é o número de ciclos necessários para induzir a falha sob um número controlado de tensões cíclicas, conforme mostrado na Figura 16b. A vida em fadiga incorpora o número de ciclos para iniciação da trinca (a qual pode corresponder a cerca de 90% do tempo de vida total da fadiga), para propagação da trinca e falha final. (SURESH, 1998, tradução nossa).
Figura 16 - Amplitude de tensão (S) em função do logaritmo do número de ciclos até a falha por fadiga (N) para (a) um material que apresenta um limite de resistência à fadiga, e (b) um material que não apresenta um limite de resistência à fadiga
Fonte: (CALLISTER, 2002. Modificado pelo autor).
2.8.4 Propagação da trinca
Segundo Callister (2002) as trincas associadas com falhas por fadiga quase sempre se iniciam sobre a superfície de um componente em algum ponto de concentração de tensões. Os sítios de nucleação de trincas incluem riscos superficiais, ângulos vivos, rasgos de chaveta, fios de roscas, mossas e afins. Adicionalmente, o carregamento cíclico pode produzir descontinuidades superficiais microscópicas que resultam das etapas de escorregamento de discordâncias que podem também atuar como fatores de concentração de tensões e , portanto, como sítios de iniciação de trincas.
Fadiga é um processo gradual de acumulação de dano que prossegue em vários níveis a partir da escala da rede cristalina até escalas de componentes estruturais. São distinguíveis três etapas do processo de falha por fadiga. No primeiro estágio, o ponto de concentração de tensões ocorre no nível microestrutural. Tratando-se de uma liga policristalina, é o nível de grãos e camada intergranular.
Nesta fase, os sítios de nucleação de trincas macroscópicas originam-se, isto é, as microtrincas agregam-se e formam fortes concentradores de tensão, que por sua vez tendem a crescer conforme tensões subsequentes são promovidas. (BOTOLIN, 1999, tradução nossa).
45 formada durante essa fase de propagação possui uma aparência plana e sem características especiais.
A segunda fase envolve o crescimento rítmico da trinca na direção normal à máxima tensão de tração dentro do campo de tensões à sua frente.O crescimento da trinca avança através de um processo repetitivo de abaulamento plástico e afilamento da ponta da própria trinca, esse processo é representado esquematicamente na figura 17. No início do ciclo de tensões (carga de compressão zero ou máxima), a ponta da trinca possui a forma de um entalhe duplo afilado (Figura 17a). À medida que a tensão de tração é aplicada (Figura 17b), ocorre uma deformação localizada em cada um desses entalhes de extremidade ao longo de planos de escorregamento que estão orientados a 45º em relação ao plano da trinca. Com o aumento do alargamento da trinca, a ponta avança pela deformação de cisalhamento continuada, assumindo uma configuração abaulada (Figura 17c). Durante a compressão, as direções da deformação cisalhante na ponta da trinca são invertidas (Figura 17d) até que, no ápice do ciclo, uma nova extremidade afilada com entalhe duplo se formou (Figura 17e). Dessa, forma, a ponta da trinca avançou o equivalente à distância de um entalhe durante o curso de um ciclo completo. Esse processo é repetido com cada ciclo subsequente, até ocorrer a etapa de fratura final, a ruptura do material após a trinca atingir o seu tamanho crítico.
Figura 17 - Mecanismo de propagação de trinca de fadiga (estágio II) através de um processo repetitivo de abaulamento e afilamento plástico da extremidade da trinca; (a) carga compressiva zero ou máxima, (b) carga de tração pequena, (c) carga de tração m máxima, (d) carga compressiva pequena,(e) carga compressiva zero ou máxima, (f) carga de tração pequena. O eixo do carregamento é vertical
2.8.5 Deformação-número de ciclos (ε-N) ou de COFFIN-MANSON
Quando uma considerável deformação plástica ocorre durante o carregamento cíclico, em consequência, por exemplo, da amplitude de alta tensão ou concentração de tensões, o processo caracteriza-se como fadiga de baixo ciclo e a vida em fadiga nesse caso é acentuadamente reduzida. Coffin (1954) e Manson (1954) proporam independentemente os estudos sobre fadiga de baixo ciclo e as curvas deformação-vida em substituição a curva S-N proposta por Wöhler.
Eles observaram que quando o logaritmo da amplitude de deformação plástica versus o logaritmo do número de ciclos até a falha era plotado graficamente, uma relação linear era observada
(6)
Onde εf é o coeficiente de ductilidade em fadiga e C é o expoente ductilidade em fadiga. Os valores típicos de εf e C, para uma série de ligas de engenharia estão listados no Quadro 7.
Quadro 7 - Dados vida em fadiga para alguns metais e ligas de engenharia
Material Condição
Ligas σy(MPA) σ'f(MPA) ε'f b c
1100 Recozido 97 193 1,8 -0,106 -0,69
2014 T6 462 848 0,42 -0,106 -0,65
2024 T351 379 1103 0,22 -0,124 -0,59
5456 H311 234 724 0,46 -0,11 -0,67
7075 T6 469 1317 0,19 -0,126 -0,52
Aços
1015 Resfriado ao ar 228 827 0,95 -0,11 -0,64
4340 Revenido 1172 1655 0,73 -0,076 -0,62
Ligas de titânio -
Ti-6Al-4V 1185 2030 0,841 -0,104 -0,69
Ligas de Níquel
Inconel X Recozido 700 2255 1,16 -0,117 -0,75
Fonte: (SURESH, 1998. Modificado pelo autor).
47 deformação elástica (Δεe / 2) e amplitude de deformação plástica (Δεp / 2). O eixo das ordenadas do ciclo de histerese é denominado de amplitude de tensão.
(7)
A relação de Coffin-Manson, equação (6), estabelece a expressão de engenharia para caracterizar a vida em fadiga. Utilizando a equação Basquin4 e notando que
(8)
Onde E é o módulo de Young, logo:
. (9)
Combinando as equações (6), (7) e (9), obtém-se:
. (10)
O primeiro e segundo termo ao lado direito da equação (10) são respectivamente, os elementos elásticos e plásticos da amplitude de tensão total. A equação (10) constitui a base para a abordagem de deformação-vida e tem ampla aplicação na prática industrial(SURESH, 1998, tradução nossa).
Figura 18 - Modelo curva de histerese
Fonte: (MOIA, 2001).
4
O gráfico bilogarítmo da equação (10) é mostrado na Figura 19. Para altas amplitudes de deformação, a curva tende para a linha plástica; para baixas amplitudes, a curva tende para a linha elástica. A vida de transição é determinada pelo parâmetro 2Nf, que representa a vida em que as curvas elástica e plástica se interceptam. Nesse ponto as amplitudes de deformação elástica e plástica são iguais.
Figura 19 - Exemplo de uma curva deformação-vida
Fonte: (SURESH, 1998).
2.8.6 Identificação
O critério de falha por fadiga é a ação simultânea de tensões cíclicas, tensão de tração e deformação plástica. Se qualquer um destes três itens é eliminado, a falha por fadiga é desconsiderada. A carga cíclica é facilmente visualizada.
49 pequena comparada com a área da zona de ruptura; médio se ambas as áreas são praticamente iguais; e baixo se a área da zona de ruptura é muito pequena.
Os aspectos associadas com a zona de fadiga são: superfície plana, polida e aveludada. A presença de ondas, marcas de praia e o padrão das marcas de estria, traçam o que diz respeito à origem da trinca. A maioria das marcas em onda é côncava em relação à origem da fissura, mas também podem ser convexas, dependendo da fragilidade do material, magnitude da sobrecarga e a influência da concentração de tensões. Em geral, estes sinais de parada indicam as variações na taxa de propagação de trincas devido a variações na amplitude de uma carga cíclica variando com o tempo.
Ao considerar as fraturas dúcteis sob sobrecarga estática, sinais de estricção são notados. Já um material frágil sob sobrecarga estática não mostra qualquer evidência de estricção. A fratura por fadiga ocorre de forma frágil, tanto para um material dúctil ou frágil, porém nem todas as fraturas frágeis são falhas por fadiga. Os aspectos mais reconhecíveis de uma falha por fadiga são a falta de padrão de deformação e da existência de um plano de fratura normal a seção transversal.
Marcas de praia são formadas pela intersecção de trincas originadas a partir de duas ou mais localidades. Algumas causas prováveis de marcas de praia são a não homogeneidade do material, que tende a induzir várias áreas de fratura, as concentrações de tensões em áreas não coincidentes com um plano perpendicular ao plano principal de tensão de tração, e uma condição de carga de alto estresse excessivo. É ilustrado na Figura 20 a marca de praia típica em uma amostra.
Figura 20 - Ilustração das marcas de praia
A aparência típica das falhas por fadiga em flexão e torção é mostrada na Figura 21 e a Figura 22. Falha por fadiga de flexão pode ser classificadas em três maneiras de acordo com a carga de flexão: uma direção, duas direções e rotativa. A formação de trinca por fadiga associada com o tipo de carga de flexão é apresentada na Figura 21. A fadiga de torção ocorre de dois modos, longitudinal ou transversal ao longo dos planos de máximo cisalhamento helicoidal a 45 graus em relação ao eixo dos planos de tensão máxima. Fraturas transversais estão associadas com a superfície plana, devido ao atrito dos dois lados (HOWARD, 1969, tradução nossa).
Figura 21 - Aparências de fratura por fadiga
Fonte: (HOWARD, 1969).
Figura 22 - Aparências de fratura por fadiga, ensaio de torção
51 2.9 PROCESSO DE SOLDAGEM HF/ERW
Na soldagem a resistência elétrica de alta frequência, uma corrente de alta frequência na ordem de 300 a 1000 KHz é aplicada na área de soldagem, e uma força de compressão é adicionada à região aquecida pela resistência. O processo high frequence eletric resitence welding (HF/ERW) é classificado como soldagem a indução elétrica de alta frequência ou resistência elétrica de alta frequência, dependendo do método empregado na aplicação da corrente de alta frequência ao elemento de trabalho.
O calor gerado pela passagem da corrente elétrica pode ser calculado por
Q= R x I2 x t (11)
Onde Q é o calor gerado (em Joules), R é a resistência elétrica (em Ohms), I é a intensidade de corrente elétrica (em Ampères) e t é o tempo de passagem da corrente (em segundos).
No processo de soldagem de alta frequência por indução (Figura 23), uma bobina de indução é utilizada na indução de corrente de alta frequência para gerar calor. Na soldagem a resistência elétrica de alta frequência, um contato elétrico é aplicado à peça de trabalho para fornecer diretamente a corrente, Figura 24. O primeiro método é usado principalmente na solda tubos de aço de pequeno diâmetro, enquanto que HF ERW é usado para soldar tubos de aço de grande diâmetro (KIM et al, 2007, tradução nossa).
Pelo processo HF/ERW pode-se fabricar tubos de 114,3mm (4”) a 508,0 mm (20”) de diâmetro externo, com espessuras de 4,8 mm (0,188”) a 13 mm (0,514”) e comprimentos de 6m a 18 m, em conformidade com as recomendações das principais normas e códigos nacionais e internacionais, como API, DNV, ANSI, EN, ASTM, AWWA, ISO, BS, JIS CSA, NBR e DIN (PEREIRA, 2009).
ser aumentada, produzindo assim um método com uma produtividade superior em relação a outros processos de soldagem.
A Figura 24 exemplifica o contato direto entre as arestas do tubo, separadas por um determinado ângulo “V”. A corrente concentra-se na superfície de cada lado do tubo (devido à proximidade e ao efeito pelicular) quando uma corrente de alta frequência é aplicada no tubo por meio do contato. O calor gerado pela resistência provoca a fusão parcial, e a superfície de fusão é comprimida pelo rolo de compressão, provocando a extrusão de partículas estranhas, como inclusões não metálicas (MnS) e óxidos, em direção às superfícies externa e interna do tubo. A parte do tubo fundida é inevitavelmente "contaminada" devido à exposição ao ar. Portanto, se as partículas estranhas não são completamente excretadas durante a compressão, e essas partículas permanecerem na solda como impureza, a qualidade da solda é prejudicada.
Figura 23 - Representação esquemática do processo de soldagem HF/ERW por indução
Fonte: (BARALLA; TOMMASI, 2003).
Figura 24 - Representação esquemática do processo de soldagem HF/ERW por resistência
Fonte: (MARQUES; MODENESI; BRACARENSE, 2009).
53 fusão e soldagem em torno do ponto de convergência "V". É ilustrado nn Figura 25 as condições de soldagem com a entrada de calor ideal, portanto sem defeitos (KIM et al, 2007, tradução nossa).
Figura 25 - Foto da zona de fusão do processo de soldagem HF/ERW registrada por câmera de alta velocidade
Fonte: (KIM, 2009).
2.9.1 Aspectos econômicos e industriais
De modo geral, para Marques, Modenesi e Bracarense (2009) a soldagem por resistência encontra grande aplicação na indústria automobilística, eletro eletrônica, fabricação de eletrodomésticos, tubulações, equipamento ferroviário, esportivo etc. Do ponto de vista de propriedades mecânicas e aparência a solda por resistência apresenta excelente qualidade, o que simplifica o processo de acabamento e evita pontos para acumulação de poeira e graxas.
Segundo Marques, Modenesi e Bracarense (2009) os aspectos econômicos englobam o custo da mão de obra e do equipamento, custo da operação e manutenção, economia de material, melhoria na qualidade do produto e investimentos.
