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Minicurso 03:

Tensões residuais em componentes mecânicos. Data: 16 e 17 de Setembro de 2014 Prof Telmo R Strohaecker Dr. Toni R Lima LAMEF UFRGS

Produtos Fundidos ¬ Distintos processos de fabricação com excelente liberdade de forma ¬ fundição em areia, fundição em molde permanente, ¬ fundição em casca cerâmica Apresentam SEMPRE ¬ distribuição heterogênea de propriedades mecânicas ¬ tensões residuais ¬ defeitos de fundição

http://www.automotivebusiness.com.br/magma_schmidt.pdf

3

Tensões Residuais em peças como soldadas são do nível do limite de escoamento (API 579)

Inherent Strain Method (3)

• Three-bar model for welding distortion prediction

– Welding distortion is caused by highly non-uniform temperature distribution in the welded region

– Only middle bar undergoes temperature change

– Elastic-perfect plastic material assumed

– Stress history in the middle bar

• OA: elastic compression

• AB: plastic compression

• BC: elastic tension

• CD: plastic tension

Inherent Strain Method (4)

14

Tensões Residuais em Soldas

A contração térmica após a solda gera um complexo

estado de tensões residuais da ordem do limite de

escoamento.

15

FADIGA

6

e

3

ut

10N'S

10NS9,0

e

ut

e

2

ut

S

S9,0log

3

1b

S

S9,0a

16

Ensaios de Fadiga Push – Pull

Flexão rotativa

Flexão alternada

17

The modern study of fatigue is generally dated from the work of A. Wohler, a technologist in the German railroad system in the mid-nineteenth century. Wohler was concerned by the failure of axles after various times in service, at loads considerably less than expected. A railcar axle is essentially a round beam in four-point bending, which produces a compressive stress along the top surface and a tensile stress along the bottom. After the axle has rotated a half turn, the bottom becomes the top and vice versa, so the stresses on a particular region of material at the surface varies sinusoidally from tension to compression and back again. This is now known as fully reversed fatigue loading.

18

Desenho esquemático de uma máquina de fadiga por flexão rotativa

21

S

N

S limite à fadiga = 1/2 tensão máx.~

Diagrama de Wohler - Curva S- N

Baixo ciclo – menos que 104 ciclos

Alto ciclo – 104 ou mais ciclos

22

Ensaios de Fadiga Push – Pull

Flexão rotativa

Flexão alternada

23

Estágios da Fadiga – Iniciação, Propagação estável e Fratura

24

Process of fatigue

26

Mecanismo de formação de intrusões/ extrusões em fadiga

27

Estágio I - Nucleação:

• Região de maior tensão – usualmente superfície, porém subsuperficial é possível. • Formação de Intrusões – extrusões a partir da superfície do material. •Carregamento cíclico em tensão. •Requer deformação plástica – localizada.

28

Controle de Fadiga em Metais

Concentradores de tensão incentivam deformação plástica

A Nucleação de Trincas por Fadiga exige deformação plástica.

REMOVER CONCENTRADORES

AUMENTAR A RESISTÊNCIA

– Inclusões e porosidades são

concentradores de tensões

- O aumento da resistência mecânica (e a resistência

a deformação) melhora o desempenho em fadiga.

29

Controle de Fadiga em Metais

Benéficos – Aumento da Resistência.

• Cementação

• Nitretação

• Têmpera por Indução.

• Encruamento.

– Tensões Residuais • Shot-peening.

• Rolamento de roscas.

– Diminuição de inclusões.

– Melhoria do Acabamento Superficial

Deletérios – Diminuir Resistência.

• Descarbonetação.

• Superaquecimento.

• Recozimento.

– Tensões Residuais • Revestimento Cr-Ni.

– Inclusões.

– Mau acabamento • Marcas de Ferramenta.

30

Stre

ss, s

Cycles (Log N)

Aumento

Tensões

Trativas

MAS

31

Stre

ss, s

Cycles (Log N)

Aumento

Tensões

Trativas

MAS

ou

Descarbonetação

Acabamento

Fósforo

Defeitos..

32

Stre

ss, s

Cycles (Log N)

Cementita em contorno

MAS

33

Stre

ss, s

Cycles (Log N)

Austenita Retida

MAS

37

Efeito do acabamento superficial na resposta em fadiga

38

Safe-Life Fatigue (S-N Curve). Finite or infinite life:

Used when inspection impossible or uneconomical.

Rivets. Aerospace (Satellites).

Log Stress Cycles

104 105 106 107 108

Stre

ss (

MPa

)

S-N Curve

Finite Life Stress

– Stresses and strains assessed to

calculate fatigue life using S-N

curve.

Infinite Life Stress

Fatigue Limit

or

– Stresses maintained below

fatigue limit.

39

S-N: Effect of Mean Stress. The fatigue life is improved by compressive

stress. St

ress

, s

Cycles (Log N)

Increasing mean compressive stress

UTS

mfata

s

sss 1

The Goodman Relationship.

strength tensile

0at limit endurance

stressmean

at limit endurance

UTS

mfat

m

ma

s

ss

s

ss

40

S-N: Effect of Mean Stress.

The fatigue life is improved by compressive stress.

Stre

ss, s

Cycles (Log N)

Aumento tensões

compressivas

42

www.lamef.demet.ufrgs.br

Exemplo de peça temperada por indução

49

As tensões máximas devem ser inferiores ao limite de fadiga

Análise de Tensões

Log Stress Cycles

104 105 106 107 108

Stre

ss (

MP

a)

Dados de Fadiga + =

Safe Life

Projeto considerando fadiga.

50

D - Butt weld w/ good toe

D D

52

Thus a material with a higher fracture toughness permits a longer crack at a given stress or a higher stress at a given crack length.

54

Tensões Residuais em Soldas

A contração térmica após a solda gera um complexo

estado de tensões residuais da ordem do limite de

escoamento.

55

O pé do cordão de solda age como um concentrador de tensões

56

E - Butt weld w/ bad toe

57

Good - grind off reinforcement

58

Good - burr grind weld toe

59

Very good - full face grinding

60

Shot peened do pé do cordão de solda

61

Refusão do pé-do-cordão (laser)

62

Soldas de Chapas

Componentes para indústria leve são fabricados com chapas de 1/2” ou menores e não apresentam alto nível de tensões oriundas da fabricação.

Na indústria pesada presume-se que os componentes são fabricados com chapas com espessura maior que 1” e apresentam alto nível de tensões oriundas da fabricação.

70

Teoria da Expansão a Frio

71

Melhoria da vida em fadiga

72

Shot Peening

Avaliação de Autofretagem

• Spool sendo reautofretado

PROJETOS

15

Nossa engenharia consultou empresa similar nos USA que enfrentou o

mesmo problema.

A solução adotada foi a troca preventiva de praticamente todo o reator

um custo estimado de U$ 3 milhões.

Ouvimos um consultor estrangeiro do Imperial College of London.

Era possível re-autofretar os tubos preventivamente restabelecendo a

condição de projeto.

Não precisou a causa e recomendou a reautofretagem de 60 tubos o que nos

custaria algo ao redor de U$ 100 mil .

Consultamos a UFRGS que desenvolveu um estudo onde foi mapeado a

região de maior perda de autofretagem.

A causa foi identificada e apenas 26 tubos foram substituídos a um custo

de aproximadamente US 50 mil

18º Congresso de Manutenção – ABRAMAN 2003

83

Autofretagem

The tube (a) is subjected to internal pressure past its elastic limit (b), leaving an inner layer of compressively stressed metal

How to raise the endurance strength

1. Autofrettage

86

Preventing Fatigue. Fastenings.

– Cold expansion using mandrel.

Autofrettage. – Cold expansion by pressurisation.

Stress

x

Yielding

Stress

x

Compressive residual stress

Rivets

Pressure Vessels

87

Plataformas Flutuantes

Figura - Desenho esquemático de um campo produtor offshore.

Histórico do grupo de trabalho

91

Gancho para Ancoragem de Plataformas Flutuantes

Tensão equivalente - 482ton Tensão principal máxima - 200ton

Aplicação da Pré-carga

92


Tensão equivalente residual Tensão principal residual

93


Tensão equivalente - 482ton Tensão principal máxima - 200ton

Condição de operação

P38 – Manilha de Ancoragem

CAD MESHING FEA TESTING

ANALISYS AND TESTING

Shackle

100

103

CLASSIFICAÇÃO DA CLASSE DE JUNTAS

SOLDADAS EM TERMOS DE DESEMPENHO EM

FADIGA

105

Effect of increase in tensile strength on fatigue life.

106

B - Longitudinal butt

B

107

C - longit. Butt w/ Reinforcement

C

108

C - Transverse Butt, Machined C

109

D - Long. Butt w/ Start-stop F2 D

110

D - Butt weld w/ good toe

D D

111

E - Butt weld w/ bad toe

E

112

F2 - Trans. butt in rolled section

F2

Tab. 3.5-4a: FAT classes for use with nominal stress at joints improved by hammer peening Max possible FAT after improvement FAT 112 FAT 125 FAT 56

IIW Fatigue Recommendations IIW-1823-07/XIII-2151r4-07/XV-1254r4-07 Dec. 2008

Figure (3.2)-2: Fatigue resistance S-N curves for steel, normal stress, very high cycles applications

SAW Longitudinal | U-O-E

Diâmetros Externos 12 ¾” a 48” Espessuras 0,250” a 1,250”

Análise de Tensões Residuais em

Tubos Autofretados

0

150

300

450

600

750

900

1050

1200

1350

1500

0 50 100 150 200 250 300 350

Tempo [min]

De

form

ação

[u

m/m

]

Longitudinal_1

Tangencial_1

Longitudinal_2

Tangencial_2

Highlights of SP SAR within StorHy

Survey - Crosscutting of RCS - StorHy-System improvement – Comments on several test procedures - QM during autofrettage - Conclusions

An important part of the manufacturing process of containments with a load sharing liner is the autofrettage process:

117

Curva típica de crescimento de trinca.

119

Fatigue Crack Growth - Variable Amplitude Loading

120

Stationary and Non-Stationary Loading

121

Typical Loading Histories

Sequência

122

Taxa de Crescimento

123

Sequência e Taxa de Crescimento

124

Taxa de Crescimento de Trinca

125

Campo de Tensões após sobre-carga

126

Retardo de Crescimento de Trinca

127

128

Retardo devido a sobrecarga trativa e trativa e

compressiva

Melhoria da Geometria

129

Retardo devido a sobrecarga trativa.

130

Load Interaction Effects

Application of a single

overload is observed

cause a decrease in crack

growth rate.

This phenomenon is termed

Crack Retardation

Time

Lo

ad

OVERLOAD (OL)

Cra

ck

Le

ng

th, a

N (Cycles)

Overload Point

Growth w/o OL

Growth with OL

CRACK CLOSURE

Crack

Wake of Residual Deformation

Plastic Zone at Crack Tip

-Depends on the crack

length, applied stress

and yield stress

Crack closure argument is used to explain the effects of stress ratio and threshold SIF (∆Kth)

CRACK CLOSURE

B. Crack Faces

in Contact

C. Faces in Full

Contact

Crack Closure Phenomenon:

Crack surfaces contact each

other before zero load is reached

s (

str

ess)

A

B

C

Time

Wake of Plastically

Deformed Material Crack Face

Plastic

Zone

A. Crack Fully

Open

133

Retardation due to an Overload

134


Crack growth rate does

Not reach a minimum

Immediately after the

over load application.

Minimum reached after

a crack growth of

~ 1/8 to 1/4 overload

plastic zone

Delayed Retardation

da

/dN

, m

m/C

yc

le

10-5

10-4

5

2

5

2

0 1 2 3 4

Distance from the overload, mm

Overload

Applied Here

135


136

Fatigue Crack Growth - Effect of Overloads

137

Fatigue Crack Growth - Effect of Overloads

140

Willenborg Crack Tip Plasticity Model

Model is based on the assumption that retardation is caused

by compressive residual stresses acting on the crack tip.

ai

Plastic Zone

Elastic Material

Surrounding the

Plastic zone

Overload Applied

Elastic Material Exerting

Compressive stress

On the plastic zone

ai

Plastic Zone

Overload Removed

Effective SIF is lowered due to

crack tip compressive residual stress.

141

Stress Fields After Overload

142

CRACK CLOSURE

Crack

Wake of Residual Deformation

Plastic Zone at Crack Tip

-Depends on the crack

length, applied stress

and yield stress

Crack closure argument is used to explain the effects of stress ratio and threshold SIF (∆Kth)

143

Crack closure

Crack

open

Crack

closed

Plastic wake New plastic deformation

144

Crack Closure Mechanisms

.

145

Fatigue Resistant Design- Example

The cross section of a prototype gun barrel is shown in the figure.

Under repeated firing the barrel rapidly develops an array of 40

radial cracks, which undergo fatigue growth as a result of the cyclic

pressurization. Based on a design pressure of 400 MPa, the Gun

barrel is required to have a wear life of 10,000 rounds. Does the

proposed barrel meet the specification?

As a modification it is proposed that the barrel be fully

autofrettaged. What is the fatigue life of the modified barrel?

A new round is proposed which would operate at a higher pressure.

What is maximum working pressure of the autofrettaged barrel

which would meet the original life Specification of 10000 rounds?

Example from “The Mechanics of Fracture and Fatigue”

by A. P. Parker, E. & F. N. Spon Ltd Publisher, pp 151-157.

146

Fatigue Resistant Design- Example (Cont.)

Material Properties:

sYS 1200 MPa, K

IC 90 MPa m,

Paris constants m= 3.1 and C = 1.455x10 -11

when da

dN is in m/cycle and

K is MPa m,

Autofrettaging:

A process in which high pressures are applied to the bore

during manufacture in order to induce internal yielding,

and hence an advantageous compressive Stress field

near the bore.

147

Distribuição de Tensões

Autofretagem

148

Canhão

149

Distribuição de Tensões

Autofretagem

150

Canhão

151


100 mm

50 mm

W= 50 mm

Pressure, p

152

KI = Q p a

100 mm

50 mm

W= 50 mm

Press,

p


Non-autofrettaged

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 a/W

Q

3.

2.

1.

0

153


Fatigue (wear) Life of Non-Autofrettaged Gun Barrel, p = 400 MPa

Life of the barrel is only 1012 rounds and does not meet the spec.

Q K

MPa√m

0 . 005

0 . 0075

0 . 01

0 . 0125

0 . 015

0 . 0075

0 . 01

0 . 0125

0 . 015

0 . 0158

0 . 00625

0 . 00875

0 . 01125

0 . 01375

0 . 0154

1 . 271

1 . 134

1 . 069

1 . 0256

1 . 01

71 . 22

75 . 22

80 . 41

85 . 265

88 . 85

312

261

212

177

50

312

573

785

962

1012

ai (m) ai+1 (m) aavg(m) N SN

154


100 mm

50 mm

W= 50 mm

Pressure, p

155

KI = Q p a

100 mm

50 mm

W= 50 mm

Press,

p


Non-autofrettaged

Autofrettaged sy/p = 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 a/W

Q

3.

2.

1.

0

156

KI = Q p a

100 mm

50 mm

W= 50 mm

Press,

p


Non-autofrettaged

Autofrettaged sy/p = 3.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 a/W

Q

3.

2.

1.

0

157

KI = Q p a

100 mm

50 mm

W= 50 mm

Press,

p


Non-autofrettaged

Autofrettaged sy/p = 3.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 a/W

Q

3.

2.

1.

0

158


Solution: Modified Design; Autofrettaged

Calculate the critical crack length by iteration KI = Q p a

KI= Q p a

cr K

I= 90 a

cr 0.02775 m

Modified design has a life of 58,604 rounds.

More than adequate.

Q K

MPa√m

ai (m) ai+1 (m) aavg(m) N SN

0 005 0 . 01 0 . 015 0 . 02 0 . 025

0 01 0 . 015 0 . 02 0 . 025 0 . 02775

0 0075 0 . 0125 0 . 0175 0 . 0225 0 . 026375

0 29 0 . 375 0 . 48 0 . 6 0 . 71

17 . 81 29 . 72 45 . 02 63 . 81 81 . 75

45609 9325 2574 873 223

45609 54934 57508 58381 58604

159


Solution: Modified Design; Autofrettaged. How much higher the

pressure can be to meet the original lifetime requirement of 10000?

Let us take p = 500 MPa.

Modified autofrettaged design meets the lifetime requirements

even with a 25%increase in the design pressure

KI = Q p acr KI = 90 acr 0.0225 m

ai(m) a

i+1(m) a

avg(m) Q K

MPa m

N S N

0.0050.00750.010.01250.0150.01750.02

0.00750.010.01250.0150.01750.020.0225

0.00630.00880.01130.01380.01630.01880.0213

0.430.4450.470.4910.5050.5670.6525

30.1336.8944.1851.0257.0568.8184.30

446823861364873618346184

446868548218909197091005410238

Considerações Gerais

• Atualmente, não existe um método barato, simples e reprodutível de medida direta das tensões residuais. • O limite máximo das tensões residuais, em módulo, é a tensão de escoamento local do material.

Considerações Gerais

Tensão Residual

Tensão Aplicada

Tensão Efetiva

Considerações Gerais • Dimensões da técnica;

• Representatividade das medidas;

• Conhecimento prévio;

• “medida das tensões residuais”.

Classificação dos Métodos

• Métodos destrutivos: (Métodos do Furo, de Remoção de Camada, do Seccionamento)

• Métodos não–destrutivos: (Métodos de Difração (Nêutrons e raios X), Métodos Magnéticos, Métodos de Ultra-som, Simulação numérica.

Critérios de seleção

1. Natureza do material;

2. Classe de tensões residuais presentes no material;

3. Distribuição das tensões residuais no componente;

4. A geometria do componente;

5. Onde a medida será realizada ;

6. Tipo de intervenção;

7. Tempo de análise e apresentação dos resultados;

8. Precisão e reprodutibilidade do método;

9. Custo final da medida.

Medida das Tensões Residuais Método do furo Seccionamento

Profundidade 0,02-15 mm > 1 mm

Precisão ± 20 MPa ± 10 MPa

Sistema portátil Sim Sim

Difração de neutrons Raios-X

Profundidade 2-50 mm

1-50mm(END) -

2-50 mm (ED)

Precisão ±30 MPa ±20 MPa

Sistema portátil Não Sim

Critérios de seleção •National Physics Laboratory, Inglaterra, 2001

•www.npl.co.uk

Método do Furo Cego

Método do Furo Cego Método destrutivo

baseado no princípio de equilíbrio de tensões residuais.

O procedimento padrão se baseia

na medida da deformação produzida pela relaxação e redistribuição das tensões

residuais induzidas pela usinagem de um pequeno furo na superfície

do material.

Método do Furo Cego O Método do Furo data do trabalho pioneiro de Mathar

(1934) o qual utilizou um extensômetro mecânico para a medida das

deformações decorrentes do alívio de tensões nas vizinhanças de um

furo passante em uma chapa fina de um material contendo tensões

residuais.

Soete e Vancrombrugge (1950) obtiveram grande melhoria na

precisão do método, através da utilização de extensômetros de

resistência elétrica para a medida das deformações ao invés do

extensômetro mecânico.

Método do Furo Cego Kelsey publicou a primeira investigação da variação das

tensões residuais com a profundidade através do Método do Furo

em 1956. Kelsey também foi o primeiro a utilizar o furo cego ao invés

do furo passante.

As aplicações modernas do Método do Furo datam do

trabalho de Rendler e Vigness (1966). Eles desenvolveram o Método

do Furo Cego num procedimento sistemático e reprodutível e

também definiram a geometria dos extensômetros tipo roseta

estabelecida na norma

ASTM E 837.

Método do Furo Cego Bizark e Zochowski foram os primeiros a descreverem um método reprodutível para a medida das tensões residuais não uniformes em 1978. Em 1981, Schajer apresentou a calibração por elementos finitos para o cálculo das tensões residuais. Flaman utilizou a turbina de alta velocidade pela primeira vez em 1982. Schajer, em 1988, apresentou os métodos da Integral e das Séries de Potências, destinados ao calculo das tensões residuais distribuídas de maneira não uniforme com a profundidade.

Método do Furo Cego Em 1993, Kockelmann apresentou um método alternativo para o cálculo das tensões residuais distribuídas de maneira não uniforme com a profundidade, através da utilização de dados experimentais para a calibração. Neste mesmo ano, a empresa Micro Measurements lançou a Nota Técnica TN–503–4, indicando um procedimento básico para a determinação das tensões residuais uniformes em componentes mecânicos.

Método do Furo Cego Neste método, um pequeno furo é usinado na superfície do componente contendo tensões residuais. A deformação na superfície, decorrente do alívio de tensões residuais é medida através de extensômetros de resistência elétrica especialmente desenvolvidos.

Método do Furo Cego A deformação medida cai rapidamente com a distância a partir do inicio do furo. Deste modo, os extensômetros medem deformações referentes a um valor entre 25 e 40% do efeito das tensões residuais presentes na localidade do furo. A resolução do método é de 0,5 Dm, seguindo o principio de St. Venant, o qual diz que a resposta de deformação da superfície se torna rapidamente insensível aos efeitos das tensões no interior do componente a medida que se aumenta a distância da medida até a superfície. O procedimento indicado para a determinação das tensões residuais uniformes segue a norma ASTM E 837, onde o furo cego é usinado em apenas um passe.

BA 4

)2()(

4

2

213

2

1313

min

max

ss


Método do Furo Cego Procedimento geral:

1. Instalação dos extensômetros de resistência elétrica;

2. Montagem do equipamento de medição;

3. Posicionamento do equipamento de usinagem do furo;

4. Determinação da profundidade zero;

5. Calibração e zeragem dos Extensômetros;

6. Usinagem incremental do furo e medida das deformações;

7. Calculo das tensões residuais.

Método do Furo Cego ASTM E 837–5 de 2001; Método da Integral: Grande variação com a profundidade; Calibração por simulação numérica. Método de Kockelmann: Grande variação com a profundidade; Calibração através de ensaios experimentais. Método das Séries de Potências: Tensões residuais variam suavemente com a profundidade; Calibração através da simulação numérica.


RS-200 Vishay


MTS-3000 HBM

Método do Furo Cego Além dos procedimentos e conceitos estipulados anteriormente, é importante levar em consideração que:

1) O método do furo é indicado para a medida das tensões residuais inferiores a 60% do limite de escoamento do material.

2) Quando as tensões residuais iniciais estão próximas do limite de escoamento do material, o concentrador de tensões causado pela presença do furo pode induzir o escoamento localizado da região, relaxando as tensões residuais.

3) De acordo com Beaney, um erro de 15% pode ser esperado quando a magnitude de tensões residuais for superior a 70% do limite de escoamento. Erros de 20% podem ser esperados quando as tensões residuais apresentam valores próximos a 90% do limite de escoamento do material.

Método do Furo Cego 4) As constantes de calibração para todos os métodos são calculadas assumindo que o o material é homogêneo. Quando isto não ocorre (para materiais endurecidos, por exemplo) um decréscimo na precisão do método pode ser esperado.

5) A abrasão excessiva da superfície da amostra para a instalação dos extensômetros pode resultar em fontes significantes de erros experimentais.

6) Quando a tensão equivalente de von Mises é maior que 50% do limite de escoamento do material, pode ocorrer a plastificação localizada nas vizinhanças do furo gerando erro nas medidas de deformação e conseqüentemente no cálculo das tensões residuais presentes.

Método do Furo Cego 8) A máxima profundidade de relaxação de deformação medida depende do diâmetro médio do extensômetro tipo roseta, onde o diâmetro do furo influencia na magnitude da deformação medida, desde que a forma da curva deformação contra profundidade é qualitativamente determinada por Dm e quantitativamente determinada por Df.

9) O estado de tensões residuais fora da vizinhança do furo não afeta a deformação medida. Contudo, recomenda-se que a distância média entre furos adjacentes seja de pelo menos seis vezes o diâmetro do furo.

10) Devido ao volume relativamente grande de material removido, o método do furo é sensível apenas a medida das macrotensões residuais.

11) A habilidade do operador foi identificada como sendo, provavelmente, o parâmetro mais importante para o alcance de medidas de qualidade e reprodutibilidade das tensões residuais pelo Método do Furo.

Apresentação dos Casos Práticos

Caso 1 – Integridade estrutural do reator de uma indústria petroquímica.

Caso 2 – Homologação de Ganchos KS da Petrobras.

Caso 3 – Estudo do estado de tensões em oleoduto da Transpetro.

Caso 1 – Integridade estrutural do reator de uma indústria petroquímica.

Descrição do Reator

S-104

S-82

S-65

Entrada do eteno

Saída do polietileno

Objeto de estudo: reator tubular de uma indústria Petroquímica

Função do reator: Polimerização do eteno formando polietileno.

Dimensões:

108 trechos retos de 8m e 27 curvas

Di = 56mm

De = 140mm

Espessura = 42mm

Descrição do caso

Dados de operação:

Pmáx de trabalho = 285MPa

Tmáx de trabalho = 330ºC

Decomposições

Degradação das cadeias poliméricas formadas ou em formação.

Temperatura de 1200ºC

Tempo de 3s acima de 1000ºC

Fabricação dos tubos

Material: AISI 4333

Tratamento térmico: temperado e revenido

Processo de fabricação: Extrusão a quente

Autofretagem:

Pressão de autofretagem = 765MPa

Autofretagem

Distribuição de tensões em tubo de parede espessa.

Distribuição da tensão residual tangencial em tubo autofretado.

Vantagens:

• Aumento da capacidade de carga

• Aumento da vida em fadiga

• Aumento da resistência a corrosão

• Diminuição da taxa de crescimento de trinca

Problema Verificado

S-104

S-82

S-65

Entrada do eteno

Saída do polietileno

Fractografia da parede do tubo 82. Pontos múltiplos de nucleação de trinca.

O reator operou sem problemas por 18 anos.

No período de alguns meses passou a apresentar algumas falhas.

Hipótese e Objetivos

Hipótese:

Houve perda de autofretagem devido às decomposições.

Objetivos:

1. Avaliação da integridade estrutural dos tubos do reator.

2. Recuperação da integridade estrutural.

Método do Furo

Método de Sachs

MEF

Monitoramento da Reautofretagem

MEF

Procedimento Integridade Estrutural de Tubos

Autofretados

Determinação da Causa das Falhas

Recuperação da Integridade Estrutural

Determinação da causa das falhas Método do Furo

Objetivos:

Determinação experimental da distribuição de tensões residuais na parede do tubo.

Determinação da causa das falhas Método da remoção de camada de Sachs

120

56 m

m

42 m

m

Roseta 1

Roseta 3Roseta 2

100 mm

200 mm

Objetivos:

Determinação experimental da distribuição de tensões residuais na parede do tubo.

S-104

S-82

S-65

Entrada do

eteno

Saída do

polietileno

Determinação da causa das falhas Método dos Elementos Finitos

Objetivo:

Verificar se a temperatura de decomposição pode alterar o campo de tensões.

Análise Estrutural

Obtenção das tensões residuais resultantes da

autofretagem

Obtenção das tensões residuais resultantes do

super-aquecimento

Obtenção do gradiente de temperatura

Autofretagem

Condições de operação

Superaquecimento

Resfriamento

Análise Térmica

Determinação da causa das falhas Resultados Métodos Experimentais

Houve perda de autofretagem para todas as amostras analisadas.

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

17 MPa

60 MPa52 MPa

23 MPa29 MPa

185 MPa

268 MPa

328 MPa

300 MPa

456 MPa

smáx

smin

Te

nsõ

es

Re

sid

ua

is (

MP

a)

Profundidade (mm)

Método do furo na superfície interna do tubo.

Método da remoção de camada de Sachs.

-450

-300

-150

0

150

300

450

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

Camada Removida [mm]

Te

nsã

o T

an

ge

ncia

l [M

Pa

]

65 82 104 128

Pi

Determinação da causa das falhas Resultados Método dos Elementos Finitos

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

0 6 12 18 24 30 36 42

Distância [mm]

Tensão [M

Pa]

Tangencial

Von Mises

Pi

Pe

Distribuição de TR na parede do tubo após a autofretagem.

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

0 6 12 18 24 30 36 42

Distância [mm]

Te

nsã

o [M

Pa

]

Tangencial

Longitudinal

Von Mises

Pi

Pe

Distribuição de TR na parede do tubo após o processo de decomposição.

Comprova-se que a temperatura de decomposição pode ter conduzido à perda de autofretagem.

Recuperação da Integridade Estrutural Método dos Elementos Finitos

Objetivo:

Verificar se é possível recuperar as TR compressivas submetendo o tubo a uma reautofretagem.

Análise Estrutural

Obtenção das tensões residuais resultantes da

autofretagem

Obtenção das tensões residuais resultantes do

super-aquecimento

Obtenção do gradiente de temperatura

Autofretagem

Condições de operação

Superaquecimento

Resfriamento

Análise Térmica

Obtenção da distribuição de tensões em operação

Reaplicação das condições de operação

Reautofretagem

Recuperação da Integridade Estrutural Monitoramento da reautofretagem

Objetivo:

Determinar o nível de perda de autofretagem para cada segmento reautofretado.

B

C

A

Princípio do método

Recuperação da Integridade Estrutural Monitoramento da reautofretagem

8000mm

Tubo preparado para o ensaio. Preautof. = Pautof. Orig. = 765 MPa = 7800 kgf/cm2

Recuperação da Integridade Estrutural Resultado / MEF

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

1000

1200

0 6 12 18 24 30 36 42

Distância [mm]

Tensão [M

Pa]

Tangencial

Von Mises

Pi

Pe

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

0 6 12 18 24 30 36 42

Distância [mm]

Tensão [M

Pa]

Tangencial

Von Mises

Pi

Pe

Distribuição de TR na parede do tubo após a autofretagem.

Distribuição de TR na parede do tubo após a reautofretagem.

O estado de TR pode ser recuperado com sucesso através do processo de reautofretagem.

Recuperação da Integridade Estrutural Resultado / Monitoramento da reautofretagem

Verifica-se a existência de uma regiao onde a perda de autofretagem é maior.

Perfil de perda de autofretagem ao longo do reator.

Localização dos tubos ensaiados.

SS-4

SS-7

SS-8

SS-2

S-130 S-131

S-84

S-46

S-66

Caso 2 – Homologação de Ganchos KS da Petrobras.

Os ganchos KS para ancoragem de plataformas.

Este gancho permite a ancoragem de plataformas em águas profundas (3km de lâmina d’água)

1,2m de comprimento e 420kgf.

Possibilita a conexão e desconexão de linhas de ancoragem, que permite a retirada e recolocação de uma linha para inspeção e manutenção, sem a necessidade de descravação da âncora, com grande economia de recursos.

Os ganchos KS para ancoragem de plataformas.

Idealizado por Komura e Senquini em 1997, teve o seu desenvolvimento orientado por duas questões básicas:

Estrutural: dimensões apropriadas do gancho para que ele suporte as forças a que será submetido em serviço.

Funcional: operacionalidade do gancho, sua capacidade de ser conectado e desconectado por um robô em grandes profundidades.

Introdução de TR compressivas na curvatura interna do gancho.

Vantagens:

Aumento da vida em fadiga;

Diminuição da taxa de propagação de trinca;

Aumento da carga de trabalho.

Ensaio para introdução de TR compressiva.

Carga total: 13573 kN.

Plastificação de uma região da curvatura interna do gancho pela aplicação de carregamento de tração.

Determinação dos valores das TR pelo método do furo. Localização do ponto de medição.

Instrumentação e montagem do equipamento de medição.

Resultado e Conclusão

-1000

-800

-600

-400

-200

0

200

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Profundidade [mm]

Te

nsã

o R

esid

ua

l [M

Pa

]

Tensão principal máxima

Tensão principal mínima

Distribuição de TR ao longo da profundidade.

Verifica-se a existência de um estado de tensão residual altamente compressivo.

O processo de introdução de TR foi executado com sucesso.

Homologação do Gancho KS 50.

Caso 3 – Estudo do estado de tensões em oleoduto da Transpetro.

Apresentação do Problema.

Necessidade de abaixamento de um trecho de um oleoduto no município de Itapoá / SC a fim de aumentar a profundidade de um rio.

Abaixamento com a linha em operação.

Apresentação do Problema.

Vista aérea da região

Etapas para execução da obra

De acordo com a recomendação prática API 1117

Movement of In-Service Pipeline

1- topografia

2- escoramento

3- escavação e instalação de suportes

4- abaixamento

5- berço de areia

6- reaterro e remoção de escoramento

Condições básicas para movimentação.

Garantir que no trecho a ser movimentado não haja:

1- esforços residuais elevados decorrentes de montagem forçada;

2- Defeitos em juntas soldadas;

3- corrosão interna ou externa;

4- Defeitos superficiais severos, concentradores de tensões.

Características do duto.

Diâmetro ext. = 30” (76,2 cm)

Diâmetro int. = 28,88” (73,35 cm)

Material = API 5L X46

Pmáx. Adm. = 70 kgf/cm2

Peso do duto = 263,7 kgf/m

Peso do produto = 346,4kgf/m

Rebaixamento = 1,5 m

Determinação do estado de tensões no duto.

A medição realizada permite avaliar o nível de tensões existente atualmente no duto e prever, analiticamente, se o duto vai suportar as tensões durante o rebaixamento.

Estado de Tensões no Duto

Tensões Residuais

Tensões devido ao peso próprio

Tensões devido ao empuxo

Determinação do estado de tensões.

Método empregado: Método do furo

Sistema de Aquisição de dados:

Unidade de medição e condicionamento de sinal Spider 8-30 da HBM.

Determinação dos pontos de medição.

1 2 3 4 5

Foram selecionados 5 pontos de medição ao longo do duto.

Seleção dos pontos críticos – a cargo da empresa responsável pela obra.

Instrumentação e Medição .

Resultados.

Estado de tensões no Ponto 1 2 Estado de tensões no Ponto

3 Estado de tensões no Ponto

1 2 3 4 5

Súmula do Curso

• Aula 1 – Introdução sobre Tensões Residuais.

• Aula 2 – Medição das Tensões Residuais.

• Aula 3 – Determinação das Tensões Residuais.

• Aula 4 – Estudo de casos práticos.

Súmula: Aula 3

Visão detalhada

Difração de Raios X;

Difração de Nêutrons;

Métodos Micromagnéticos;

Comparação de técnicas.

Difração de raios X

Difração de raios X 1950 Primeiras aplicações do método de difração de raios X;

1960 industria automotiva;

1970 aplicações nas industrias aeroespacial e nuclear;

Desde então os últimos anos foram marcados pelo

desenvolvimento de equipamentos portáteis, detectores mais

sofisticados e medidas “In Situ” através da difração de

raios X em materiais cristalinos.


)(*sin**1

2211

2 ss

s

EEd

dd

o

o

)(*)1( 2 n

n

d

dd

sin

E

s



0minmax0

)(

2

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Ed

hklhkl

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20)(

1

1 sen

d

d

E

hkl

s

20)(

1

1 sen

d

d

E

hkl

Difração de raios X 3 Métodos derivados: Método do Ângulo Único, o qual utiliza um único ângulo de incidência da radiação, medindo-se a difração em detectores posicionados em duas direções diferentes. Método dos Dois Ângulos utiliza dois ângulos (geralmente 0° e 45°), sendo este mais utilizado nos Estados Unidos. Método do sen2 é o método mais utilizado na União Européia e no Japão. Este método é similar ao método dos dois ângulos, porém utiliza vários ângulos , sendo considerado estatisticamente mais preciso.

Variação para o dublete K para um aço simulado (211) utilizando a radiação CrK e o pico com 2 a 156°.

A material recozido; B e C materiais parcialmente endurecidos; D material completamente endurecido.


Difração de raios X cot*

d

d

(130° < 2 < 165°)

A radiação deve ser escolhida de modo a evitar ou minimizar a fluorescência da amostra, ou seja, a emissão de raios X pela amostra a ser analisada, pois esta reduz a resolução dos picos de difração.

A medida das tensões residuais por difração de raios X é considerada uma técnica não destrutiva quando restrita a análise superficial. Contudo, freqüentemente as análises sub-superficiais se fazem necessárias.

Difração de raios X Equipamentos:


dZZ

ZZdZ

Z

ZZZ

Z

Z

d

Z

Z

d

dC 0

1

0

1

2111

)(6

)(2)()(

ssss


0

10

011 )(4)()(Z

ZZZZZ ddC sss

Difração de Nêutrons

Métodos Micromagnéticos

Método Magnético

Método Magnético

Denomina-se permeabilidade relativa à capacidade do material intensificar a magnitude do campo externo através do alinhamento dos seus domínios magnéticos. Ela tem relação com a mobilidade dos domínios.

Efeitos de um campo magnético externo sobre os domínios:

O ferro é magnetizado na direção do

campo aplicado. A magnetização cria

um pólo magnético no ferro que é

inverso ao pólo do campo.

Deste modo ocorre a atração

entre a barra de ferro e o ímã.

Num material

ferromagnético,

livre, os

domínios

cancelam-se

uns aos outros.

Campo

magnético

externo.

Método Magnético

As propriedades magnéticas dos materiais podem ser divididas em duas categorias gerais: As Insensíveis à estrutura (Magnetização de saturação e resistividade elétrica). As sensíveis à estrutura (Permeabilidade, coercitividade, perdas por histerese, remanescência, estabilidade magnética). Estas propriedades são sensíveis às tensões mecânicas e à deformação plástica a que o material é submetido e também a variações da microestrutura do material, como a presença de fases microestruturais e de defeitos. Este fato possibilita a aplicação das medidas magnéticas para a inspeção não destrutiva de alterações em materiais.

Jiles, Recent Advances and Future Directions in Magnetic Materials, 2003

Método Magnético Jiles, Recent Advances and Future Directions in Magnetic Materials, 2003

Método Magnético

B

H

Saturation

Rotation

Irreversible motion

Blochwall

Pinning

point Reversible motion

Ferromagnetischer

Werkstoff

Magnetische

Domänen

Blochwände

Externes Magnetfeld, H

Verschiebung der Blochwände

H H

Drehprozess

H

Ferromagnetic

material

Magnetic

domains

Bloch

walls

External magnetic field, H

Bloch wall motion Rotation

Método Magnético B [T]

H [A/cm]t

BW1

RP RPBW1

BW1

BW1

BW2

BW2

BW2

RP RP

Ferromagnetic materials

Magnetic domains

Bloch walls

Magnetization

Bloch wall movements

- BW1: Stress sensitive

- BW2: No interaction with

macrostresses

Rotation processes

- RP: Stress sensitive

SAB – BW1; SMB – BW2

Método Magnético

H [A/cm]

B [T]Macro-tensões

-> Elevam a densidade de energia elástica

-> Mudanças Microestruturais -> Movimentos das BW1 e RP

Tensões residuais -> Re-magnetização

Materiais com magnetostricção positiva

Tensões trativas (compressivas)

-> Elevam (reduzem) a susceptibilidade diferencial cdiff -> A Coercividade Hc is auterada para valores menores (maiores)

Método Magnético B [T]

H [A/cm]t

ferrite

martensite

Método Magnético

Método Magnético Primeiramente, é importante lembrar que um material será magnetizado até o ponto de saturação em uma dada velocidade determinada pela frequência de excitação (fH) e da intensidade do campo magnético aplicado (Hmax). Silva Jr. testou a influência da frequência de excitação na sensibilidade do método utilizando duas frequências de 10 e 100 Hz, constatando que a frequência de 100 Hz é mais sensível a baixos valores de tensões do que a frequência de 10 Hz. Campos magnéticos alternados de 100 A/cm de intensidade são indicados na literatura como bons valores para as medidas micromagnéticas.

Método Magnético Em geral, se a microestrutura é controlada, a dureza e a distribuição das tensões residuais podem ser avaliadas através da medida de Mmax e Hcm; O método é indireto, deste modo, faz–se necessária a utilização de uma etapa de calibração, para relacionar os parâmetros micromagnéticos com o estado de tensões residuais do material. Esta calibração pode ser realizada através de ensaios mecânicos ou através de outros métodos de determinação das tensões residuais, tais como, o Método de Difração de raios X e/ou o Método do Furo.

Método Magnético

3MA (Micromagnetic-Multi-Parameter- Microstructure and Stress Analysis) este trabalha com diversos parâmetros tais como: Ruído Barkhausen, Permeabilidade, Resistência Magnética tangencial, Coercitividade e Impedância das correntes parasitas.

Método Magnético

Método Magnético

H

B

H

B

Magnetic Hysteresis

B

H

Tangential Magnetic Field Analysis Eddy-current Impedance

Barkhausen Noise Incremental Permeability

H

B

Método Magnético

Wie wurde das gemessen ? Skala Y-Achse ?

0

1

2

3

4

5

6

7

0

Stress [MPa]

Bar

khau

sen

no

ise

am

plit

ud

e M

MA

X [

V]

Compression stress Tensile stress

- s + s

Método Magnético

Ruído magnético medido (série de pulsos)

Mínimos quadrados do sinal medido após vários ciclos

Método Magnético

Método Magnético B

H

Mmax para a fA de 10 MHz (0,01 mm)

Método Magnético

Hcm para a fA de 10 MHz (0,01 mm)

Método Magnético

Tensões Residuais para a fA de 10 MHz (0,01 mm)

Método Magnético

Método Magnético

Método Magnético

relétricaA Cf

****

1

0

Onde: fA é a freqüência de análise em Hz, Celétrica é a condutividade elétrica em -1 m-1, 0 é a permeabilidade magnética no vácuo: 4 x 10–7 Hm-1 e r é a permeabilidade relativa do material analisado.

Método Magnético

relétricaA Cf

****

1

0

Método Magnético

Método Magnético

BarkTech agiliza avaliação de peças metálicas

http://www.usp.br/agen/bols/2006/rede1915.htm#primdestaq#primdestaq

Método Magnético

(1) corresponde ao núcleo da unidade de magnetização, (2) corresponde a bobina de excitação da unidade de magnetização, (3) corresponde ao detector de fluxo magnético, (4) é a bobina sensora e (5) o núcleo ferromagnético desta bobina .

Método Magnético

3MA probe (Rotation field probe)

Sample

Método Magnético

minicurso 03: tensões residuais em componentes …µes residuais...17 the modern study of fatigue...

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