Inspeção de Equipamentos Conforme IBP Rev.2009

2009

Inspeção de Vasos de Pressão – 1a Parte

Autor: Guilherme DONATO [email protected]

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SUMÁRIO 1 – INTRODUÇÃ INTRODUÇÃO........................ O......................................... .................................. .................................. .................................. .................................. .................................. ..................3 .3 2 – DESC DESCRIÇÃ RIÇÃO O .................................. ................................................... .................................. ................................... ................................... .................................. ..........................5 .........5 2.1 - COMPONE COMPONENTES...................... NTES....................................... .................................. ................................... ................................... .................................. ..........................5  .........5  2.2 - DIMENSÕE DIMENSÕES S CAR CARACTE ACTERÍST RÍSTICAS ICAS .................................. ................................................... .................................. .................................. .....................7  ....7  2.3 - ABERTURAS E REFORÇOS...................................................................................................8  2.4 - PEÇAS PEÇAS INTERNAS DOS VASOS DE PRESSÃO......... PRESSÃO .................. ................... ................... .................. .................. ................... .............9  ...9  2.5 - ACESSÓRIOS EXTERNOS EXTERNOS DOS DOS VASOS VASOS DE DE PRESSÃO PRESSÃO .................. ........ ................... .................. .................. ................. ........10  10  2.6 - SUPORTES SUPORTES................ ................................. .................................. .................................. .................................. ................................... ................................... .....................11 ....11 3 – CÓDIGOS CÓDIGOS DE PROJETO PROJETO ................................ .................................................. ................................... .................................. .................................. ........................13 .......13 3.1 - INTRODU INTRODUÇÃO..................... ÇÃO...................................... .................................. .................................. .................................. .................................. ..............................13  .............13  3.2 - PD-5500 PD-5500 - UNFIRED FUSION WELDED PRESSURE PRESSURE VESSELS VESSELS ................... .......... .................. .................. ..............17  .....17  3.3 - AD – MERKBLATTER............................................................................................................17  3.4 - CÓDIGO ASME ASME - THE AMERICAN AMERICAN SOCIETY SOCIETY OF MECHANICAL MECHANICAL ENGINEERS .................. ........ ...........18  .18  4 – TENSÕES TENSÕES AD ADMISSÍV MISSÍVEIS EIS............... ................................ ................................... ................................... .................................. .................................. ........................29 .......29 5 –ESPESSURAS –ESPESSURAS PADRONIZADAS PADRONIZADAS E SOBRESPESSURA SOBRESPESSURA DE DE CORROSÃO CORROSÃO .................. ......... .................. ..............32 .....32 6 –DEFINIÇ –DEFINIÇÕES ÕES............... ................................ ................................... ................................... .................................. .................................. .................................. ...........................34 ..........34 7 –DIMENSIONAMENTO –DIMENSIONAMENTO DE COMPONENTES COMPONENTES PRESSURIZADOS PRESSURIZADOS ................... .......... .................. .................. .................. ...........37 ..37 8 – TESTES TESTES DE PRESSÃO............... PRESSÃO................................. ................................... .................................. .................................. .................................. ...........................61 ..........61 8.1 – TESTE HIDROSTÁTICO.......................................................................................................61 8.2 – TESTE PNEUMÁTICO OU HIDROPNEUMÁTICO................................................................64  9 – AB ABERTUR ERTURAS AS E REFORÇOS REFORÇOS............... ................................ .................................. .................................. .................................. ................................... ...................66 .66 9.1 – INTRODU INTRODUÇÃO ÇÃO................. .................................. .................................. .................................. .................................. .................................. .................................66  ................66  9.2 – PROCEDIMENTOS DE CÁLCULO (ASME Seç.VIII – Divisão 1)..........................................69  10 – CLASSIFICAÇÃO DE TENSÕES..............................................................................................75 10.1 - CATEGORIAS DE TENSÕES..............................................................................................75  10.2 - CARACTERIZAÇÃO DAS TENSÕES..................................................................................80  11 – FAD FADIGA IGA ................................... .................................................... .................................. .................................. .................................. .................................. ..............................86 .............86 11.1 - INTRODUÇ INTRODUÇÃO........................... ÃO............................................ .................................. .................................. ................................... ................................... .....................86  ....86  11.2 – CURV CURVA A SN.......................... SN............................................ ................................... .................................. .................................. .................................. ...........................89  ..........89  11.3 – MÉTODOS DE MELHORIA MELHORIA NA VIDA VIDA À FADIGA .................. ......... .................. .................. ................... ................... .................. .........95  95  11.4 – CRITÉRIOS DO CÓDIGO CÓDIGO ASME ASME SEÇÃO VIII – DIVISÃO DIVISÃO 2 .................. ......... .................. .................. .................. .........102  102  12 – MATERIAI MATERIAIS S .................................. ................................................... .................................. ................................... ................................... .................................. ......................105 .....105 12.1 – INTRODUÇ INTRODUÇÃO ÃO.................. ................................... .................................. .................................. .................................. .................................. ............................105  ...........105  12.2 – COMPORTAMENTO COMPORTAMENTO EM ALTAS TEMPERATURAS TEMPERATURAS .................. ......... .................. .................. ................... ................... ..........107  .107  12.3 – COMPORTAMENTO EM BAIXAS TEMPERATURAS.......................................................110  REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................................................................137

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1 – INTRODUÇÃO Vasos de pressão são todos os reservatórios destinados ao armazenamento e processamento de líquidos e gases sob pressão ou sujeitos a vácuo total ou parcial. O código ASME – Pressure Vessel Boiler Code, define vasos de pressão como sendo todos os reservatórios, de qualquer tipo, dimensões ou finalidade, não sujeitos a chama, que contenham qualquer fluído em pressão manométrica igual ou superior a 1,02 kgf/cm 2 ou submetidos à pressão externa. Os vasos de pressão são empregados em três condições distintas.  Armazenamento de gases sob pressão Os gases são armazenados sob pressão para que se possa ter um grande peso num volume relativamente pequeno. Acumulação intermediária de líquidos e gases Isto ocorre em sistemas onde é necessária a armazenagem de líquidos ou gases entre etapas de um mesmo processo ou entre processos diversos. 

Processamento de gases e líquidos Inúmeros processos de transformação em líquidos e gases precisam ser efetuados sob pressão. 

Vasos de pressão e tubulações são utilizados em diversos ramos da indústria, podendo-se citar as indústrias químicas, petroquímicas, de petróleo, alimentícia, siderúrgica, etc,... Estes equipamentos são empregados para conter e transportar fluidos, muitas vezes perigosos, ou em estado termodinâmico perigoso. O objetivo de um projeto e fabricação adequada é assegurar que tais equipamentos possam exercer suas funções, sem risco considerável, submetidos aos carregamentos, temperaturas e pressões previstas. A construção de um vaso de pressão envolve uma serie de cuidados especiais relacionados a seu projeto, fabricação, montagem e testes. Isto porque um vaso de pressão representa:  Grande risco: Normalmente opera com grandes pressões e temperaturas elevadas.  Alto investimento : É um equipamento de custo unitário elevado.  Papel importante na continuidade operacional do processo. Exemplos de aplicação: petroquímicas  Indústrias químicas e petroquímicas  Indústrias alimentares e farmacêuticas  Refinarias  Terminais de armazenagem e distribuição de petróleo e derivados.  Estações de produção de petróleo em terra e no mar.

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Os vasos de pressão podem ser classificados em dois grupos: • Vasos não sujeitos a chama:   Vasos de armazenamento e acumulação; fracionada, retificação, r etificação, absorção, etc,...  Torres de destilação fracionada,  Reatores diversos;  Esferas de armazenamento de gases;  Permutadores de calor;  Aquecedores;  Resfriadores;  Condensadores;  Refervedores;  Resfriadores a ar • Vasos sujeitos a chama:   Caldeiras;  Fornos.

Outra classificação didática é empregada para diferenciar vasos de pressão de tanques de armazenamento.  0 - 2,5 psig: API-650  2,5 - 15,0 psig: API-620  15,0 psig e vácuo: ASME, PD-5500, Ad-Merkblatter, etc,...

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2 – DESCRIÇÃO 2.1 - COMPONENTES  Num vaso de pressão podemos distinguir os seguintes componentes: - Corpo (casco ou costado): Normalmente cilíndrico, cônico, esférico ou combinação dessas formas. - Tampos: Normalmente nos tipos semi-elípticos, toro-esféricos, semi-esféricos. cônicos, torocônicos, toro-esféricos e planos.

Figura 2.1 - Componentes de Vasos de Pressão  Os tampos elipsoidais que tem a relação entre semi-eixos de 2:1 são denominados tampos elipsoidais ‘padrão’. Os tampos torisféricos com relação de semi-eixos 2:1 devem ser preferencialmente do tipo conhecido como “falsa elipse”. O código ASME permite que tampos torisféricos “falsa-elipse” possam ser dimensionados através das equações de cálculo para tampos semi-elípticos. Geometria

L

r

h 

ASME 6% ASME 10% ASME 2:1

D D 0.904.D

0,06.D 0,10.D 0.173.D

0,169.D 0,194.D 0.250.D (Falsa elipse)

Tabela 2.1 – Relações Geométricas de Tampos Torisféricos  A fabricação de tampos semi-elípticos possui um custo mais elevado pela necessidade de uma matriz específica para o diâmetro e relação de eixos da geometria. Os tampos torisféricos são obtidos pela conjugação de 2 diferentes geometrias: calota esférica central, obtida por prensagem e raio da região tórica, obtida por rebordeamento da chapa. Os tampos semi-esféricos podem ser empregados em equipamentos com pressões mais elevadas, onde o “lay-out” permita. A vantagem está relacionada ao menor nível de tensões atuantes. Os tampos cônicos possuem resistência mecânica inferior ao costado cilíndrico, o que exige maiores espessuras. Para cones com semi-ângulos superiores a 30 o é exigida uma análise de tensões para o dimensionamento, não sendo mais válidas as equações de cálculo do código ASME e outros. A utilização de uma transição tórica entre o tampo cônico e o costado cilíndrico permite uma melhor acomodação das tensões existentes nas mudanças geométricas e confere uma resistência maior a transição entre os componentes.

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A tabela abaixo exemplifica as espessuras mínimas requeridas (aproximadas) em função da geometria do tampo. Costado cilíndrico com espessura mínima requerida de 25,0 mm, conectado ao tampo: Tipo de tampo de fechamento do costado

Espessura mínima requerida (aproximada)

Elipsoidal 2:1 Torisférico 6% Torisférico 10% Torisférico Falso elipse Semi-esférico Cônico 10o Cônico 20o Cônico 30o

25,0 mm 44,3 mm 38,5 mm 29,8 mm 12,5 mm 25,4 mm 26,6 mm 28,9 mm

Tabela 2.2 – Comparação de Espessuras Requeridas em Diferentes Tampos  Observação: Os códigos de projeto ASME Seção VIII – Divisão 2, Edição de 2007 e o Ad-Merkblatter  permitem a construção de tampos torisféricos com espessuras diferentes para a região da calota  central e da periferia. A escolha do tipo de tampo é função de determinados fatores, como por exemplo: Exigência de Serviço, Diâmetro e Pressão de Operação. Algumas características de tampos são descritas a seguir. Tipo de Tampo Características Características Resistência igual ao casco cilíndrico de mesmo diâmetro, para a relação 2:1, que é a geometria mais comum. Semi-elíptico Dificuldades para a fabricação pela necessidade de uma matriz específica para a conformação do tampo. Raio interno máximo da calota esférica = diâmetro externo do casco; Raio mín. concordância tórica : 6% do diâmetro interno da calota; Mais fracos do que os semi-elípticos; Toro-esférico Mais fáceis de fabricar; Para o tampo torisférico com geometria falso elipse é permitido o dimensionamento conforme equação de cálculo de tampos elipsoidas. Melhor resistência mas com construção difícil; Semi-esférico Empregados quando os diâmetros são muito grandes (> 6,0 m), maiores pressões e quando o espaço permite. Baixa resistência, principalmente na região de ligação entre o tampo e o costado cilíndrico, mas com construção bastante fácil; Cônico Podem ter concordância tórica; Empregados por exigência do processo, diâmetros médios e baixa pressão. Vários tipos, removíveis ou não; Plano Baixa resistência sendo exigidas grandes espessuras; Empregados em diâmetros pequenos e tampos removíveis Tabela 2.3 – Resumo das Características de Tampos 

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2.2 - DIMENSÕES CARACTERÍSTICAS  As dimensões características de um vaso de pressão são as seguintes:  Diâmetro Interno (DI)  Diâmetro Externo (DE)  Comprimento entre tangentes (CET) O comprimento entre tangentes é o comprimento total do corpo cilíndrico, ou a soma dos comprimentos dos corpos cilíndricos e cônicos sucessivos. As linhas de tangência, que limitam o comprimento entre tangentes, são linhas traçadas próximo a ambos os extremos do casco, na tangência entre o corpo cilíndrico e os tampos de fechamento. A figura a seguir apresenta alguns vasos de pressão típicos e suas dimensões características. Tampo Costado cilíndrico

Suporte

Costado cônico

Di

De

CET

CET

De

Costado cilíndrico

Di

Costado cilíndrico

Suporte

Cilíndrico Vertical Cilíndrico Vertical CET De

CET

Di

De

Di

Suporte Cilíndrico Horizontal

Cilíndrico Inclinado

Di

Di

De

De CET

Suporte

Suporte

Cilíndrico Cônico

Esférico

Figura 2.2 – Vasos de Pressão e suas Dimensões Características 

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2.3 - ABERTURAS E REFORÇOS  Todos os vasos de pressão tem sempre várias aberturas com diversas finalidades. Bocais (nozzles) são as aberturas feitas nos vasos para:  Ligação com tubulações de entrada e saída de produto.  Instalação de válvulas de segurança.  Instalação de instrumentos, drenos e respiros. Podem ainda existir aberturas feitas para permitir a ligação entre o corpo do vaso e outras partes do mesmo vaso; por exemplo, ligação a potes de drenagem (sumps). Uma abertura num vaso de pressão, embora necessária ao seu funcionamento, é um ponto de concentração de tensões. Para combater este efeito é necessário a colocação de reforços junto as aberturas feitas num vaso de pressão. Os reforços normalmente utilizados utilizados são:  Disco de chapa soldado ao redor da abertura.  Utilização de maior espessura de parede para o vaso ou bocal.  Peças forjadas integrais.  Pescoço tubular com maior espessura O disco de chapa soldado ao pescoço tubular e a parede do vaso é permitido para qualquer diâmetro mas não deve ser usado quando a espessura da parede do vaso e igual ou superior a 50,0 mm. Não é recomendado para serviços com baixa temperatura, serviços cíclicos ou serviço com hidrogênio. A figura a seguir apresenta tipos de reforço de aberturas previstos pelos códigos de projeto. Anel de chapa soldado ao pescoço tubular e à parede do vaso: Permitido para qualquer diâmetro mas não deve ser usado quando a espessura da parede do vaso é igual ou superior a 50,0 mm. Não é recomendado para serviços em baixa temperatura ou para serviços cíclicos. Disco de chapa de maior espessura, soldado de topo no vaso: Permitido para qualquer diâmetro e pode ser usado nos casos em que o anel de chapa não é permitido ou não é recomendado.

Peça forjada integral: Permitido para qualquer diâmetro, sem limitações, sendo entretanto sempre de custo elevado.

Pescoço tubular de maior espessura: Permitido, sem limitações, para diâmetros nominais até 10”, inclusive, devendo o pescoço tubular ser de tubo sem costura ou de tubo forjado (o tubo forjado é preferido para esses casos).

Figura 2.3 – Tipos de Reforço de Aberturas – conforme norma PETROBRAS N-253. 8 / 137

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2.4 - PEÇAS INTERNAS DOS VASOS DE PRESSÃO  A variedade de tipos e detalhes de peças internas em vasos de pressão e muito grande, dependendo essencialmente do serviço para o qual o vaso se destina. Todas as peças internas que devam ser desmontáveis, (grades, bandejas, distribuidores, defletores, extratores de névoa, etc...) devem ser obrigatoriamente subdivididas em seções, de tal maneira que cada seção possa passar com facilidade através das bocas de visita dos vasos. A figuras a seguir apresentam detalhes típicos de peças internas dos vasos de pressão.

Figura 2.4 – Peças Internas de Vasos de Pressão 

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2.5 - ACESSÓRIOS EXTERNOS DOS VASOS DE PRESSÃO  Os vasos de pressão podem ter diversos tipos de acessórios externos, dentre os quais podemos citar como exemplo:  Reforços de vácuo.  Anéis de suporte de isolamento térmico externo.  Chapas de ligação, orelhas ou cantoneiras para suportes de tubulação, plataformas, escadas ou outras estruturas.  Suportes para turcos de elevação de carga. f langes cegos.  Turcos para as tampas de bocas de visita e outros flanges A figura abaixo apresenta o desenho esquemático esquemático de uma torre com diversos acessórios externos.

Figura 2.5 – Acessórios Externos de Vasos de Pressão 

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2.6 - SUPORTES  Existem vários tipos de estruturas de suporte, tanto para vasos verticais como para vasos horizontais. Vasos Verticais são usualmente sustentados por uma “saia” de chapa, embora vasos verticais de pequenas dimensões possam também ser sustentados em sapatas ou colunas. As torres devem ser suportadas por meio de saias. A saia de suporte deve ter um trecho t recho com 1000 mm de comprimento a partir da ligação com o vaso, com o mesmo material do casco nos seguintes casos: o  Temperatura de projeto abaixo de 15 C. o  Temperatura de projeto acima de 340 C.  Serviços com Hidrogênio.  Vasos de aços-liga, aços inoxidáveis e materiais não ferrosos. As esferas para armazenagem de gases também são sustentadas por colunas, soldadas ao casco aproximadamente na linha do equador da esfera. A maioria dos vasos horizontais são suportados em dois berços (selas), sendo que para permitir a dilatação do vaso, em um dos berços os furos para os chumbadores são ovalados. São comuns os vasos horizontais superpostos, principalmente em permutadores de calor. As figuras a seguir apresentam diversos tipos de suportação de vasos de pressão.

H(mm) Saia de Suporte 6000

2000

Colunas de Suporte

300 2000 3000 D(mm) D : diâmetro H : comprimento entre linhas de tangência

Figura 2.6 – Diagrama de seleção do tipo de suporte – conf. norma PETROBRAS N-253.

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Vasos Superpostos

Vasos Suportados por Sapatas

Torre Suportada por Saia

Vaso sobre Colunas

Vaso Suportado em Berços

Vasos Horizontais Superpostos

Figura 2.7 – Suportação de Vasos de Pressão 

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3 – CÓDIGOS DE PROJETO 3.1 - INTRODUÇÃO  No início do Século XIX, com o advento de diversos acidentes com caldeiras relacionado a Revolução Industrial, já havia uma necessidade de regulamentar o projeto da construção de vasos de pressão. Em 1851, ocorreu uma explosão catastrófica em Londres, onde uma investigação investigação preliminar concluiu pela má qualidade de fabricação e pela utilização de materiais inadequados para trabalhos em altas pressões. Recomendou-se na ocasião a fabricação de caldeiras com ampla utilização de materiais forjados, uso de tampos hemisféricos e a proteção do equipamento através de 2(duas) válvulas de segurança simultâneas. Entre 1870 e 1910, pelo menos 10.000 explosões em caldeiras foram registradas na América do Norte. Após 1910, a taxa se elevou para 1.300 a 1.400 falhas ao ano. Em 1905, ocorreu um explosão de caldeira em uma fábrica de sapatos em Brockton, Massachusetts (EUA), que motivou a criação de norma regulatória, denominada Massachusetts Rules, sobre o projeto e construção de caldeiras, emitida em 1907. O Comitê de Caldeiras do ASME foi criado em 1911, com publicação da primeira edição do código em 1914-1915, exclusivamente para Caldeiras Estacionárias (Seção I). Em 1924, seria publicada a Seção VIII, referente a vasos de pressão não sujeitos a chama. Nesta época já existiam normas européias para caldeiras e vasos de pressão. Até a década de 60, os códigos eram baseados em critérios ditados pela experiência, com pouca base teórica e em mecanismos de falha mais simples. Simplesmente era exigido que a espessura do equipamento fosse capaz de suportar a tensão máxima atuante, e que o material fosse suficientemente dúctil de forma a acomodar, sem riscos imediatos, tensões de pico e tensões geradas em regiões de descontinuidades geométricas. Outro grupo, mais recentemente desenvolvido, tem por filosofia a adoção de maiores tensões de projeto, associadas a uma rigorosa e criteriosa análise de tensões, aplicação de teoria da plasticidade, plasticidade, conceitos de mecânica da fratura e da avaliação da vida útil a f adiga dos equipamentos. A motivação para este desenvolvimento decorreu do seguinte: 1) O advento e difusão da da tecnologia com a construção construção de reatores nucleares, nucleares, que exigiam exigiam um maior conhecimento de mecanismos de falha, análise e a classificação das tensões associadas a equipamentos, considerando a elevada conseqüência de um vazamento do fluido; 2) Necessidade de redução do conservadorismo conservadorismo no projeto convencional convencional de vasos vasos de pressão e na identificação de critérios deficientes para a definição do comportamento estrutural. Com a redução do nível de insegurança na definição do comportamento estrutural dos equipamentos, permitiu-se o estabelecimento de fatores de segurança mais adequados. O ASME Seç.III, editado em 1963, foi f oi o primeiro código a utilizar tais desenvolvimentos. Nesta época, os cálculos eram basicamente analíticos e desenvolvidos segundo teoria de cascas e placas. O cálculo numérico, com ferramentas mais poderosas, tais como o método dos elementos finitos era ainda restrito a trabalhos científicos mais específicos. Isto explica a definição de tensões admissíveis e mecanismos de falha com regras simples, baseadas em teorias de viga e cascas, que prevalece até hoje, por exemplo no código ASME.

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Figura 3.1 - Shoe  factory after the boiler  explosion of March 20, 1905 which led to the  adoption of many state  boiler codes and the  ASME Boiler and  Pressure Vessel Code  (Hartford Steam Boiler  Inspection & Insurance  Company). The  Brockton, Massachusetts shoe  factory (58 mortos e  117 feridos).

Como resultado da abordagem proposta foram identificados 2(dois) diferentes critérios de projeto: •

Projeto convencional (design by rules): que emprega soluções analíticas consagradas para o dimensionamento de vasos com detalhes padronizados para a geometria dos componentes (casco, tampo, bocais, ..);

Projeto alternativo (design by analysis): que inclui componentes com geometrias e/ou carregamentos não convencionais, onde o dimensionamento depende de uma análise e classificação das tensões atuantes e comparação com valores admissíveis. O ASME Seç.VIII  – Divisão 2 incorporou incorporou este critério de de projeto em sua primeira primeira edição em em 1968. Como filosofia geral dos códigos de projetos, admiti-se o critério de Leak Before Break (Vazar antes de romper), que é alcançado teoricamente pela limitação das tensões atuantes a uma fração das propriedades mecânicas dos materiais. São utilizadas equações simples associadas a fatores de segurança elevados no dimensionamento. •

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A filosofia do código é implementada para a seleção dos materiais, definição dos testes de qualificação necessários, requisitos de fabricação, detalhes de projeto, ensaios não-destrutivos e destrutivos certificando a fabricação do equipamento e finalmente os ensaios e testes finais de aceitação do vaso de pressão ou da tubulação. As normas e códigos de projeto foram estabelecidos não só com a finalidade de padronizar e simplificar o cálculo e projeto dos vasos de pressão, como principalmente garantir condições mínimas de segurança para a sua operação. A experiência comprovou que a observância dessas normas torna muito baixa a probabilidade de ocorrência de acidentes graves. Por essa razão, embora muitas vezes não sejam de uso legal obrigatório, nem eximam de qualquer responsabilidade o projetista, são em geral exigidas como requisito mínimo de segurança por quase todos os projetistas e usuários de vasos de pressão. Foram identificados, na época, 8 diferentes modos de falha, assim denominados: 1. Deformação elástica excessiva incluindo instabilidade elástica - não apenas a tensão atuante no equipamento deve ser limitada, mas também considerações sobre a rigidez do componente são fundamentais para que este mecanismo de falha não ocorra; 2. Deformação plástica excessiva - evitada através do dimensionamento dos componentes, considerando os diversos tipos de tensões e seus efeitos; 3. Fratura frágil - é evitada com a seleção e qualificação de materiais com tenacidade adequada, não susceptíveis a uma fratura brusca. 4. Deformação e tensões a altas temperaturas (creep) – a definição de tensões admissíveis reduzidas para temperaturas na faixa do creep ocasionam tensões controladas no equipamento evitando o acúmulo do dano; 5. Instabilidade plástica (colapso incremental) – relacionado a deformações cíclicas no material e colapso plástico do equipamento, sendo evitado através de projetos com limitação de tensões decorrentes de gradientes térmicos e peso próprio da estrutura em níveis aceitáveis; 6. Fadiga de baixo ciclo – considerações em relação a tensões de pico e ciclagem do carregamento, sendo evitada a falha pela adoção de soluções de detalhes de projeto adequados; 7. Corrosão sob tensão – incompatibilidade incompatibilidade entre o material e o meio na presença de tensões, normalmente associadas associadas as tensões residuais de soldagem, sendo evitada a falha através da seleção de materiais e requisitos de fabricação; 8. Corrosão-fadiga – atuação simultânea de 2 mecanismos que se auto-alimentam, devendo a falha ser evitada pela seleção de materiais, detalhes de projeto e requisitos de fabricação. Atualmente, na edição 2007, são 4 modos de falha a serem avaliados: Colapso plástico, plástico, Falha localizada, localizada, Instabilidade devido à compressão e Falha por carregamento cíclico. cíclico . Uma norma de projeto representa um conjunto coerente de premissas que são características dessa norma, relacionando critérios de cálculo, coeficientes de segurança utilizados, padronização e especificação de materiais, detalhes de fabricação e inspeção, e isso não deve ser esquecido.

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Os principais códigos de projeto, fabricação, montagem e testes de vasos de pressão são os seguintes: País Código Instituição Responsável Responsável U.S ASME Boiler & Pressure Vessel Code ASME PD 5500 Unfired Fusion Welded U.K British Standard Institute Pressure Vessels Arbeitsgemeinschaft Germany AD Merblatter Druckbehalter Associazione Associazione Nationale Per Il Controllo Italy ANCC Peula Combustione Netherlands Regeis Voor Toestellen Dienst voor het Stoomvezen Sweden Tryckkarls kommissionen Swedish Pressure Vessel Commission Australia AS 1210 Unfired Pressure Vessels Standards Association of Australia IBN Construction Code for Pressure Belgium Belgian Standards Institute Vessels Ministry of International Trade and Japan MITI Code Industry SNCT Construction Code for Unfired Syndicat National de la Chaudronnerie et France Pressure Vessels de la Tuyauterie T uyauterie Industrielle Industrielle Brasil P-NB-109 ABNT

Tabela 3.1 – Códigos Internacionais  Internacionais  Como nomenclatura usual, o código ASME estabelece o seguinte: •

Editions: Em média, a cada 3 anos

•

Addenda: Anual

•

Errata: Emitidas a medida que são elaboradas, valendo retroativamente retroativamente

•

Interpretations: Em 2(dois) períodos do ano (julho e dezembro)

•

Code case: Emitidas a medida que são elaboradas para os assinantes do CC book.

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3.2 - PD-5500 - UNFIRED FUSION WELDED PRESSURE VESSELS  Elaborado pela British Standards Institution, o código BS-5500, Unfired Fusion Welded Pressure Vessels, aborda aspectos relativos a materiais, projeto, fabricação, inspeção e testes dos vasos de pressão. Sua organização é a seguinte: - SEÇÃO 1 - Parte Geral; SEÇÃO 2 - Materiais; - SEÇÃO 3 - Projeto; SEÇÃO 4 - Fabricação e Montagem; - SEÇÃO 5 - Inspeção e Testes Apêndices principais:  - Apêndice A - Análise de Tensões, similar ao ASME Seç.VIII - Div.2; - Apêndice B - Efeito combinado combinado de outros carregamentos; carregamentos; - Apêndice C - Fadiga; - Apêndice G - Cargas localizadas. localizadas. 3.3 - AD – MERKBLATTER  Elaborado pela Associação dos Construtores de Vasos de Pressão, este código alemão é constituído das seguintes seções: - SÉRIE G - Parte Geral; SÉRIE A - Acessórios;  - SÉRIE B - Projeto; SÉRIE W - Materiais. - SÉRIE HP - Fabricação e Testes SÉRIE N - Materiais não metálicos  - SÉRIE S - Casos especiais  Informações gerais: - Dimensionamento Dimensionamento através de tensões de membrana - fórmulas simplificadas; simplificadas; - Tensão calculada corrigida através de fatores de forma; - Tensões admissíveis mais elevadas que o código ASME, por exemplo; - Maiores exigências sobre o material, fabricação e inspeção.

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3.4 - CÓDIGO ASME - THE AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS  Este é o código tradicionalmente utilizado no Brasil, sendo responsável por ditar os requisitos necessários para materiais, projeto, fabricação, montagem e testes da maioria dos vasos de pressão, permutadores e caldeiras utilizadas na indústria do petróleo. Possui diversas seções, abaixo citadas. Seção Conteúdo I Caldeiras (Rules for Construction of Power Boilers) Part A — Ferrous Material Specifications Specifications Part B — Nonferrous Material Specifications II Materiais  Part C — Specifications for Welding Rods, Electrodes, and Filler Metals Part D — Properties (Customary) Part D — Properties (Metric) Subsection NCA — General G eneral Requirements Requirements for Division 1 and Division 2 Division 1 Subsection NB — Class 1 Components Subsection NC — Class 2 Components Subsection ND — Class 3 Components Subsection NE — Class MC Components Instalações Subsection NF — Supports III Nucleares Subsection NG — Core Support Structures Subsection NH — Class 1 Components in Elevated Temperature Temperature Service Appendices Division 2 Code for Concrete Containments Containments Division 3 Containments for Transport and Storage of Spent Nuclear Fuel and High Level Radioactive Material and Waste IV Caldeiras para aquecimento aquecimento (Rules for Construction of Heating Boilers) V Ensaios não destrutivos  Instalação e recomendações para operação de caldeiras para aquecimento (Recommended VI Rules for the Care and Operation of Heating Boilers) Instalação e recomendações para operação de caldeiras (Recommended Guidelines for the VII Care of Power Boilers) Rules for Construction of Pressure Vessels

VIII 

Vasos de  Pressão 

Division 1 Division 2

Alternative Rules

Division 3

Alternative Rules for Construction of High Pressure Vessels

Qualificação Qualifica ção de soldagem (Welding and Brazing Qualifications) Vasos de pressão de plástico (Fiber-Reinforced Plastic Pressure Vessels) Recomendações para inspeção de instalações nucleares (Rules for Inservice Inspection of XI Nuclear Power Plant Components) Recomendações para fabricação e extensão de uso de tanques transportáveis (Rules for XII Construction and Continued Service of Transport Tanks) Tabela 3.2 – Diversas Seções do Código ASME  IX X

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ASME STAMPS Power Boilers – Section I S

Power Boilers

M

Miniature Boilers

A

Power Boiler Assemblies

PP

Pressure Piping

E

Electric Boilers

V**

Power Boiler Safety Valves

Heating Boilers – Section IV H*

Cast Iron Heating Boilers

HLW

Lined Potable Water Heaters

H

Heating Boilers, other

HV**

Heating Boilers Safety Valves

Pressure Vessel – Section VIII Division 1 U

Pressure Vessels

UV**

Pressure Vessels Safety Valves

UM*

Miniature Vessels

UD**

Pressure Vessels Rupture Discs

Pressure Vessel – Section VIII Division 2 U2

Alternative Rules for Pressure Vessels

Reinforced Plastic Vessels – Section X RP

Fiber-Reinforced Plastic Pressure Vessels

Pressure Vessel – Section VIII Division 3 U3

High Pressure Vessels

UV3**

Safety Valves for High Pressure Vessels

TD**

Transport Tanks Pressure Relief Devices

NV

Nuclear Safety and Safety Relief Valves

N3

Storage and Transport Containment of Nuclear Fuel

Transport Tanks – Section XII T

Transport Tanks

TV

Tranport Tanks Safety Valves

Nuclear Stamps N

Nuclear Components

NPT Nuclear Partials NA

Nuclear Installation and Shop Assembly

Nuclear Certificates of Accreditation NS Nuclear Supports QSC Material Organization

National Board Inspection Code R VR

Repair and Alteration Repair of Safety Valves

* Components not subject to Authorized Authorized Inspection, annual audit by the AIA ** Components not subject to Authorized Inspection, triennial audit by ASME 19 / 137

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3.4.1 - ASME Seção VIII – Divisão 1 O escopo do código ASME Seção VIII – Divisão 1 se refere ao seguinte: • Equipamentos não sujeitos à chama; •

Equipamentos que não façam parte de componentes rotativos ou alternativos, tubulações ou transporte de produtos.

•

Equipamentos com pressão interna igual ou superior a 15,0 psi (1,02 kgf/cm 2) e inferior a 3.000,0 psi (211,0 kgf/cm 2)

•

Equipamentos com diâmetro interno igual ou maior do que 6” (152,0 mm);

• Equipamentos não destinados a ocupação humana. É o projeto convencional dos vasos de pressão. A filosofia de projeto da Divisão 1 está bem explícita no parágrafo UG-23 (c), do código, onde se lê:

“A espessura de parede de um vaso de pressão dimensionado de acordo com as regras  estabelecidas nesta divisão deve ser tal que a tensão máxima primária geral de membrana, resultante dos carregamentos a que esteja sujeito o equipamento durante sua operação normal, não exceda os limites de tensão admissível do material do vaso e que, excetuando-se alguns  casos especiais os carregamentos a que esteja sujeito o vaso, não provoquem uma tensão  primária de membrana mais flexão superior superior a 1 ½ da tensão máxima admissível do material do  vaso”. É sabido que podem ocorrer elevadas tensões nas descontinuidades nos vasos de pressão, mas as regras de projeto e de fabricação desta divisão foram estabelecidas de modo a limitar tais tensões a um nível seguro consistente com a experiência adquirida. adquirida. Embora seja dito que os vasos de pressão devam resistir a todos os esforços solicitantes (pressão interna ou externa, pesos, sobrecargas, reações de apoio, ação de vento, impactos, esforços de dilatação, etc,...), o código só fornece fórmulas para o cálculo em função da pressão interna ou externa, ficando o cálculo para os demais esforços inteiramente a critério do projetista. As regras da Divisão 1 foram formuladas a partir de considerações de projeto e princípios de construção aplicáveis aplicáveis a vasos projetados para pressões não superiores a 3.000 psig e vasos sujeitos a pressão externa. A Divisão 1 está dividida da seguinte forma: Subsection A - General Requirements - Requisitos gerais, aplicáveis a todos os vasos de pressão. Part UG - General G eneral Requirements Requirements for All Methods of Construction and All Materials: Materials: Scope / Materials / Design / Openings and Reinforcements Reinforcements / Braced and Stayed Surfaces / Ligaments  / Fabrication / Inspection Inspection and Tests / Marking Marking and Reports / Pressure Pressure Relief Devices Subsection B : Requirements Pertaining to Methods of Fabrication of Pressure Vessels Requisitos específicos, aplicáveis aplicáveis em função f unção do método de fabricação. Part UW : Requirements for Pressure Vessels Fabricated by Welding Part UF : Requirements for Pressure Vessels Fabricated Fabricated by Forging Part UB - Requirements for Pressure Vessels Fabricated by Brazing

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Subsection C : Requirements Pertaining to Classes of Materials - Requisitos específicos, aplicáveis em função do tipo de material utilizado na fabricação. Part UCS : Requirements Requirements for Pressure Vessels Constructed of Carbon and Low Alloy Steels Part UNF : Requirements for Pressure Vessels Constructed of Nonferrous Materials Part UHA : Requirements Requirements for Pressure Vessels Constructed of High Alloy Steel Part UCI : Requirements for Pressure Vessels Constructed Constructed of Cast Iron Part UCL : Requirements for Welded Pressure Vessels Constructed of Material With Corrosion Resistant Integral Cladding, Weld Metal Overlay Cladding or With W ith Applied Linings Part UCD : Requirements Requirements for Pressure Vessels Constructed of Cast Ductile Iron Part UHT : Requirements for Pressure Vessels Constructed of Ferritic Steels With Tensile Properties Enhanced by Heat Treatment Part ULW : Requirements Requirements for Pressure Vessels Fabricated by Layered Construction Part ULT : Alternative Rules for Pressure Vessels Constructed Having Higher Allowable Stresses at Low Temperature Part UHX : Rules for Shell-and-Tube Heat Exchangers Exchangers

Tabela 3.3 – Divisão do ASME Seção VIII – Divisão 1 Requisitos Relativos ao Método de Fabricação

Subseção B UF

Forjamento

UB

Brazagem

ULT

UW

Aços para baixas temperaturas

Soldagem

UCS

ULW

Aços carbono e baixa liga

Subseção A

Vasos de paredes múltiplas

Requisitos Gerais

UNF

UHT

Materiais não ferrosos

Aços de alta resistência

UCD

UHA

Aços de alta liga

UCL

UCI

Ferro fundido

Subseção C

Aços cladeados ou revestidos

Ferro fundido maleável

Requisitos Relativos aos Materiais

Figura 3.2 – Subseções do ASME Seç.VIII – Div.1

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Apêndices Obrigatórios 1: Supplementary Design Formulas 2: Rules for Bolted Flange Connections With Ring Type Gaskets 3: Definitions 4: Rounded Indications Charts Acceptance Standard for Radiographically Determined Rounded Indications in Welds 5: Flanged and Flued or Flanged Only Expansion Joints 6: Methods for Magnetic Particle Examination (MT) 7: Examination of Steel Castings 8: Methods for Liquid Penetrant Examination (PT) 9: Jacketed Vessels 10: Quality Control System 11: Capacity Conversions for Safety Valves 12: Ultrasonic Examination of Welds (UT) 13: Vessels of Noncircular Cross Section 14: Integral Flat Heads With a Large, Single, Circular, Centrally-Located Opening Opening 16: Submittal of Technical Inquiries to the t he Boiler and Pressure Vessel Committee 17: Dimpled or Embossed Assemblies 18: Adhesive Attachment of Nameplates 19: Electrically Heated or Gas Fired Jacketed Steam Kettles 20: Hubs of Tubesheets and Flat Heads Machined From Plate 21: Jacketed Vessels Constructed of Work-Hardene W ork-Hardenedd Nickel 22: Integrally Forged Vessels 23: External Pressure Design of Copper, Copper Alloy, and Titanium Alloy Seamless Condenser and Heat Exchanger Tubes with Integral Fins 24: Design Rules for Clamp Connections 25: Acceptance of Testing Laboratories and Authorized Observers for Capacity Certification of Pressure Relief Valves 26: Pressure Vessel and Heat Exchanger Expansion Expansion Joints 27: Alternative Requirements for Glass-Lined Vessels 28: Alternative Corner Weld Joint Detail for Box Headers for f or Air-Cooled Heat Exchangers When Only One Member Is Beveled 30 : Rules for Drilled Holes Not Penetrating Through Vessel Wall 31 : Rules for Cr-Mo Steels With W ith Additional Requirements Requirements for Welding W elding and Heat Treatment 32 : Local Thin Areas in Cylindrical Shells and in Spherical Segments of Shells 33 : Standards Units for Use in Equations 34 : Requirements for Use of High H igh Silicon Stainless Steels for Pressure Vessels Vessels

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Apêndice não obrigatórios A : Basis for Establishing Allowable Loads for Tube-to-Tubesheet Joints C : Suggested Methods Methods for Obtaining the Operating Temperature of Vessel Wall in Service D : Suggested Good Practice Regarding Internal Structures E : Suggested Good Practice Regarding Corrosion Allowance F : Suggested Good Practice Regarding Linings G : Suggested Good Practice Regarding Piping Reactions and Design of Supports and Attachments H : Guidance to Accommodate Loadings Produced by Deflagration K : Sectioning of Welded Joints L : Examples Illustrating the Application of Code Formulas and Rules M : Installation and Operation P : Basis for Establishing Establishing Allowable Stress Value R : Preheating S : Design Considerations Considerations for Bolted Flange Connections T : Temperature Protection W : Guide for Preparing Manufacturer´s Manufacturer´s Data Reports Y : Flat Face Flanges With Metal-to-Metal Contact Outside the Bolt Circle DD : Guide to Information Appearing on Certificate of Authorization Authorization EE : Half-Pipe Jackets FF : Guide for the Design and Operation of Quick-Actuating (Quick-Opening) (Quick-Opening) Closures GG : Guidance for the Use of U.S. Customary and SI Units in the ASME Boiler and Pressure Vessel Code HH : Tube Expanding Procedures and Qualification JJ : Flowcharts Illustrating Impact Testing Requirements and Exemptions From Impact Testing by the Rules of UHA-51

Tabela 3.3 – Divisão do ASME Seção VIII – Divisão 1 (continuação)

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Exemplo: Vaso projetado segundo critérios do código ASME Seç.VIII - Div.1 Ed. 1995, Construção soldada com material base em aço carbono. Seções a consultar: U - UG - UW – UCS. UG UG UW UW Dimensionamento a • Categorias de juntas • Tolerâncias de • Requisitos gerais • Dimensionamento para chapas, pressão interna e alinhamento alinhamento de • Projeto de juntas forjados, tubos, externa soldas soldadas etc,... com • Aberturas e reforços • Exames de • Reparo de soldas procedimentos de Radiografia e ultra• Resistência de • Procedimentos para fabricação e reforços de abertura som tratamento térmico fornecimento após soldagem • Detalhes de solda • Múltiplas aberturas • Certificação de permitidos UCS • “Standards” para materiais • Detalhes de bocais flanges e tubos • Materiais • Pré-fabricação de permitidos • Ligamentos • Procedimentos para componentes • Plug welds tratamento térmico • Tolerâncias de • Construções após soldagem fabricação • Soldas de filete especiais • Operação em baixa • Requisitos para • Requisitos para • Definição de temperatura teste de impacto procedimentos de temperatura e soldagem • Teste hidrostático pressão de projeto • Requisitos para • Teste pneumático • Carregamentos qualificação de • “Proof test” para • Indicação de onde procedimentos estabelecimento estabelecimento de retirar os valores de pressões máximas tensões máximas admissíveis admissíveis • Corrosão Tabela 3.4 – Detalhamento de Subseções do ASME Seção VIII – Divisão 1

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Figura 3.3 – Referências do ASME Seção VIII – Divisão 1

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3.4.2 - ASME Seção VIII – Divisão 2  O código ASME - Seção VIII - Divisão 2 se baseia em um projeto alternativo de vasos de pressão. Na Divisão 2 as regras são mais restritivas quanto ao tipo de material a ser utilizado, mas permite-se a utilização de maiores valores de intensificação de tensões de projeto na faixa de temperaturas na qual este valor é limitado pelo limite de resistência ou escoamento. Os procedimentos de cálculo são mais precisos e os procedimentos permissíveis de fabricação são especificamente especificamente delineados e mais completos métodos de inspeção e teste são exigidos. A Divisão 2 está dividida da seguinte forma: Part 1 - General Requirements Part 2 – Responsibilities Responsibilities and Duties Part 3 – Materials Requirements Requirements Part 4 – Design by Rules Requirements Part 5 – Design by Analysis Requirements Part 6 – Fabrication Requirements Requirements Part 7 – Inspection and Examination Requirements Requirements Part 8 – Pressure Testing Requirements Requirements Part 9 – Pressure Vessel Overpressure Protection

Tabela 3.5 – Divisão do ASME Seção VIII – Divisão 2  A filosofia de projeto da Divisão 2 estabelece regras específicas para o caso do projeto de vasos mais comuns, assim como a Divisão Divisão 1. Quando isto não ocorre uma completa completa análise de tensões tensões e necessária e pode ser feita de acordo com os procedimentos estabelecidos pelo código. Este código foi revisado totalmente em 2007 com a adoção de modificações relevantes, sendo considerada uma alteração radical realizada pelo ASME. Em função da completa revisão, o próprio Comitê do ASME publicou o Code Case 2575 com orientações sobre a validade e dando um prazo para a substituição do código. Os antigos Apêndices passaram a se chamar Anexos normativos e informativos, e ficaram incluídos em cada uma das Partes, com isso, o ASME VIII-2 ficou com o estilo das normas ISO. Houve alteração do fatores de segurança, resultando em uma redução de espessura de material, porém, com maiores exigências de fabricação, fabricaç ão, controle de qualidade e inspeção.

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Nesta revisão foi introduzido o conceito de eficiência de junta, característico do ASME Seção VIII – Divisão 1. Assim, é admitida em algumas condições específicas, a radiografia parcial e o ensaio de US em subsituição ao ensaio de RX. Um fato importante é a incorporação de Apêndices exclusivos do ASME Seção VIII – Divisão 1 em Anexos ou itens do ASME Seção VIII – Divisão 2:2007. Existe uma tendência atual no Comitê do ASME de combinar a Divisão 2 com a Divisão 1 e, em alguns anos, descontinuar a edição do ASME Seção VIII – Divisão 1. Outra possibilidade possibilidade incorporada à revisão de 2007 do ASME Seção VIII – Divisão 2 é o tratamento de algumas não conformidades de fabricação através do API 579 / ASME FFS-1. Neste caso, o proprietário do equipamento deve aprovar sua utilização. Foram totalmente reescritos os antigos Apêndices 4 e 5 (análise de tensões e fadiga, respectivamente), que foram incorporados a Parte 5 da última edição. Também na Parte 5 foram incluídos critérios de dimensionamento prevendo o colapso plástico, falha local, flambagem, ratcheting e cargas cíclicas. Finalmente, uma alteração importante é a modificação do critério de escoamento do material, que era o Critério de Tresca e na última edição foi substituído pelo Critério de Von Mises, que é menos conservativo.

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3.4.3 - ASME Seção VIII – Divisão 3  O código ASME - Seção VIII - Divisão 3 complementa as regras da Divisão 2, definindo critérios adicionais para equipamentos de altas pressões de trabalho. Além de requisitos de material, são previstos critérios para a utilização da mecânica da fratura no projeto. A Divisão 3 está dividida da seguinte forma: Part KG - General Requirements Part KM – Materials Requirements Requirements Part KD – Design D esign by Rules Requirements Part KF – Fabrication Requirements Requirements Part KR – Pressure Relief Devices Part KE – Examination Requirements Requirements Part KT – Testing Requirements Part KS – Marking, Stamping, Reports and Records Apêndices Obrigatórios 1: Nomenclature 2: Quality Control Systems 3: Submittal of Technical Inquiries to the Boiler and Pressure Vessel Committee 4: Acceptance of Testing Laboratories and Authorized Observers for Capacity Certification of Pressure Relief Devices 5: Adhesive Attachment of Nameplates 6: Rounded Indications Charts Acceptance Standard for Radiographically Determined Rounded Indications in Welds 7: Standard Units for Use in Equations Apêndice não obrigatórios A : Guide for Preparing Manufacturer’s Manufacturer’s Data Reports B : Requalification C : Guide to Information Appearing on Certificate of Authorization Authorization D : Fracture Mechanics Mechanics Calculations E : Construction Details F : Approval of New N ew Materials Under the ASME Boiler and Pressure Vessel Code G : Design Rules for Clamp Connections H : Openings and Their Reinforcement I : Guidance for the Use of U.S. Customary and SI Units in the ASME Boiler and Pressure Vessel Code J : Stress Concentration Factors for Cross-Bores in Closed-End Cylinders and Square Blocks

Tabela 3.6 – Divisão do ASME Seção VIII – Divisão 3 

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4 – TENSÕES ADMISSÍVEIS Denominam-se tensões admissíveis às tensões máximas adotadas no dimensionamento dimensionamento de um vaso de pressão. As tensões admissíveis para temperaturas abaixo da temperatura de fluência estão relacionados com o limite de escoamento ou com o limite de resistência do material de construção do equipamento. Para temperaturas elevadas, a definição do valor da tensão admissível depende do comportamento à fluência, sendo determinante a taxa de deformação na temperatura e o tempo para a falha. Denominamos coeficiente de segurança (CS) ou fator de segurança (FS), à relação entre o limite de escoamento (S y) ou de resistência (S r) e a tensão admissível admissível (S adm) de um determinado material. Dentre os vários fatores que afetam a fixação dos valores das tensões admissíveis de um código podemos citar: •

Tipo de material: Para materiais frágeis adota-se um fator de segurança mais elevado que os adotados para materiais dúcteis;

•

Critério de cálculo: Uma tensão admissível só deverá ser aplicada em combinação com o critério de cálculo para o qual foi estabelecida. Cálculos grosseiros e grandes aproximações exigem fatores de segurança maiores;

•

Tipo de carregamento: A consideração de esforços cíclicos e alternados, choques e vibrações exigem uma redução no valor da tensão admissível determinada para esforços normais;

•

Segurança: Equipamentos de grande periculosidade envolvendo sério risco humano e material exigem elevados fatores de segurança;

•

Temperatura: A resistência mecânica de um material diminui com o aumento de temperatura e conseqüentemente a tensão admissível também cairá. Em temperaturas baixas o comportamento de vários materiais se altera, peças que sofreriam uma fratura dúctil em temperatura ambiente passam a sofrer fratura frágil com o abaixamento dessa temperatura.

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A tabela a seguir apresenta o critério de fixação de tensões admissíveis adotado pelos códigos ASME, PD-5500 e AD-Merkblatter. Código de Projeto

Abaixo da faixa de creep Sr / 3,5 (temp. de projeto)

ASME VIII – Div.1♣ (2/3)Sy (temp. de projeto) Sr / 2,4 (temp. ambiente) ASME VIII – Div.2ƒ (2/3)Sy (temp. de projeto) Sy / 1,5 (temp. (t emp. de projeto)

BS-5500

Sr / 2,35 (temp. ambiente)

AD-Merkblatter

S y / 1,5 (temp. (t emp. de projeto)

Acima da faixa de creep 100% da tensão média que provoca uma velocidade de deformação de 0,01% em 1000 h 67% da tensão média que provoca ruptura após 100.000 h. 80% da tensão mínima que provoca ruptura após 100.000 h Até 2007: Não existem critérios para a região de comportamento à fluência Em 2007: Passam a existir critérios semelhantes aos da Div.1 1 / 1,3 da tensão média que provoca ruptura num tempo t, numa temperatura t emperatura T, de acordo com o material 100% da tensão média que provoca uma velocidade de deformação de 0,01% em 1000 h. 67% da tensão média que provoca ruptura após 100.000 h.

Tabela 4.1 - Comparativa entre Códigos @ Temperatura Ambiente  A tabela abaixo exemplifica as diferenças no valor da tensão admisível e peso do equipamento para um material de especificação SA-516 Gr.60, que possui as propriedades mecânicas abaixo descritas para a condição de temperatura ambiente. •

Tensão de escoamento mínima = 32,0 ksi

•

Limite de resistência = 60,0ksi Código

ASME Seç.VIII – Divisão 1 ASME Seç.VIII – Divisão 1 ASME Seç.VIII – Divisão 2 ASME Seç.VIII – Divisão 2 PD-5500 AD-Merkblatter

Edição

Tensões Admissíveis [ksi]

Redução de Peso do Equipamento

Anterior a 1998 Posterior a 1998 Anterior a 2007 Posterior a 2007

15,0 17,1

0% 12,3 %

20,0 21,3

25,0 % 29,6 %

21,3 21,3

29,6 % 29,6 %

Tabela 4.2 – Tensões Admissíveis de Diversos Códigos @ Temperatura Ambiente 

♣

Antes da edição de 1998, o código ASME Seção VIII – Divisão 1 utilizava um fator 4,0 ao lugar de 3,5, aplicado ao limite de resistência do material para a definição das tensões admissíveis para cálculo. ƒ Antes da edição de 2007, o código ASME Seção VIII – Divisão 2 utilizava um fator de 3,0 ao lugar de 2,4 aplicado ao limite de resistência do material para a definição das tensões admissíveis. 30 / 137

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TABLE 1A Section I; Section III, Class 2 and 3; and Section VIII, Division 1 Maximum Allowable Stress Values S for Ferrous Materials

Tabela 4.3 – Tensões Admissíveis do ASME Seção II – Parte D 

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5 –ESPESSURAS PADRONIZADAS E SOBRESPESSURA DE CORROSÃO Devem ser adotadas, para as chapas de componentes do vaso, espessuras nominais (comerciais) com os seguintes valores, em milímetros: 4,75 / 6,3 / 6,3 / 8,0 /  8,0 / 9,5 / 9,5 / 11,2 / 12,5 /  12,5 / 14,0 / 16,0 /  16,0 / 17,5 / 19,0 /  19,0 /  20,6 / 22,4 /  22,4 / 23,6 / 25,0 / 25,0 / 28,6 / 31,5 / 31,5 / 34,9 / 37,5 / 37,5 / 41,3 / 44,4 / 44,4 / 47,5 / 50,0 / 50,0.. As espessuras indicadas em negrito são as consideradas normais pelas usinas siderúrgicas e devem ser usadas preferencialmente. Para espessuras superiores a 50,0 mm devem ser adotados valores inteiros em milímetros. As tolerâncias de fornecimento das chapas não precisam ser consideradas, desde que as chapas estejam de acordo com as normas ASTM A-20 e PB-35. Para tampos abaulados e outras peças prensadas ou conformadas, deve ser previsto um adequado acréscimo na espessura das chapas, para compensar a perda de espessura na prensagem ou na conformação, de forma que a espessura final da peça acabada tenha no mínimo o valor calculado ou o valor que consta nos desenhos. Nos vasos em que forem f orem previstas diferentes espessuras espessuras de chapas para os diversos anéis, permitese ao projetista modificar para mais essas espessuras, com a finalidade de acertar as alturas dos anéis, com as dimensões comerciais das chapas. Devem sempre ser acrescentada uma adequada sobrespessura para corrosão exceto quando, para o serviço e o material em questão, a corrosão for reconhecidamente inexistente ou desprezível, ou quando houver um revestimento interno anticorrosivo adequado. As sobrespessuras para corrosão devem ser baseadas na vida útil do equipamento, conforme a tabela a seguir. Como regra geral, quando a taxa de corrosão prevista for superior a 0,3 mm/ano recomenda-se que seja considerado o emprego de outros materiais mais resistentes a corrosão. Classe dos Equipamentos Equipamentos de grande porte, grande custo ou essenciais ao funcionamento da unidade industrial (reatores, torres, permutadores ou vasos importantes) Outros equipamentos não incluídos na classe acima Peças desmontáveis ou de reposição (feixes tubulares, internos de torres, etc,...)

Refinarias, Terminais e outras Instalações não Petroquímicas

Unidades Petroquímicas

20 anos

15 anos

15 anos

10 anos

8 anos

5 anos

Tabela 5.1 – Vida Útil Nominal de Projeto  Exceto quando especificado de outra forma, devem ser adotados os seguintes valores mínimos para a sobrespessura para corrosão, para as partes construídas em aço carbono ou em aços de baixa liga: (a) Torres, vasos e permutadores em geral para serviços hidrocarbonetos: hidrocarbonetos: 3 mm; (b) Potes de acumulação (botas) para os vasos acima: 6 mm; (c) Vasos em geral para vapor e ar: 1,5 mm; (d) Vasos de armazenamento da gases liquefeitos de petróleo: 1,5 mm

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Componente do Equipamento Partes da parede de pressão, em contato com o fluido de processo: casco, tampos, pescoços de bocais, espelhos, flanges, flanges cegos e outros. Peças internas não removíveis, submetidas a esforços principais. Peças internas não removíveis submetidas a esforços. Peças internas removíveis submetidas a esforços (exclui bandejas e seus acessórios). Peças internas removíveis não submetidas a esforços (exclui bandejas e seus acessórios).

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Critério Adicionar o valor integral da sobrespessura, em cada face da peça em contato com o fluido. Adicionar metade do valor da sobrespessura em cada face em contato com o fluido. Adicionar ¼ do valor da sobrespessura, em cada face da peça em contato com o fluido f luido (mínimo de 1,0 mm, total).

Tabela 5.2 – Recomendação de Sobrespessura de Corrosão  É apresentada a seguir mostrando as parcelas da espessura de parede de um vaso de pressão.

Figura 5.1 – Esquema com as espessuras de parede de um vaso de pressão  Notação adotada: ep - Espessura requerida, calculada em função das condições de projeto. epma - Espessura utilizada para o cálculo da PMA na condição corroída. C - Sobrespessura Sobrespessura para corrosão. efab - Espessura (final) de fabricação. f abricação. etc - Acréscimo para compensar a perda de espessura das chapas na conformação. etf - Acréscimo para compensar a tolerância de fornecimento das chapas (normalmente desprezível) en - Espessura nominal (comercial) da chapa adotada. eaj - Espessura de ajuste, resultante de acréscimo para ajuste à espessura comercial da chapa. Exemplo: ep = 9,3 mm (espessura calculada pela equação do código de projeto) C = 3,0 mm etc = 1,5 mm etf = 0,04 in (conforme ASTM A 20) = 1,0 mm e n = 16,0 mm epma = en – etf – etc – C = 16,0 – 1,0 – 1,5 – 3,0 = 10,5 mm eaj = epma – ep = 10,5 – 9,3 = 1,2 mm 33 / 137

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6 –DEFINIÇÕES Neste item são apresentadas definições de alguns termos que necessitam ser bem esclarecidos.

– PRESSÃO DE OPERAÇÃO:  É a pressão no topo de um vaso de pressão em posição normal de operação, correspondente a uma determinada temperatura de operação. – TEMPERATURA DE OPERAÇÃO:  É a temperatura da parede do vaso quando sujeito a pressão de operação. Observação: Quando num equipamento podemos delimitar zonas com diferentes temperaturas de operação, podemos estabelecer condições de projeto distintas para cada uma dessas zonas. – PRESSÃO DE PROJETO:  É a pressão que será utilizada no dimensionamento do vaso, devendo ser considerada como atuando no topo do equipamento. O Código ASME, Seção VIII, estabelece que a pressão de projeto deverá ser determinada considerando-se considerando-se a condição de pressão e temperatura t emperatura mais severas que possam ocorrer em serviço normal. Obs: Quando aplicável, a altura estática do líquido armazenado deve ser adicionada a pressão de  projeto para dimensionar-se qualquer parte do vaso submetida a esta coluna de líquido. – TEMPERATURA DE PROJETO:  É a temperatura da parede do vaso correspondente a pressão de projeto. O Código ASME estabelece que esta temperatura não deverá ser menor que a temperatura média da superfície metalíca nas condições normais de operação. Obs : Vasos com possibilidade de operação em condições distintas de operação devem ter  inicialmente suas condições de projeto estabelecidas para cada condição de operação, de acordo  com os parâmetros estipulados pela PETROBRAS. Posteriormente, será adotada a condição mais  crítica de projeto, a partir das relações entre a pressão de projeto e tensão admissível na  temperatura de projeto. – PRESSÃO MÁXIMA ADMISSÍVEL DE TRABALHO:  É a pressão máxima, no topo do vaso, em posição de operação normal, que acarreta no componente mais solicitado do equipamento, uma tensão igual a tensão t ensão admissível do material, na temperatura considerada, corrigida pelo valor da ef iciência de exame radiográfico adotada no projeto do equipamento. A pressão máxima admissível de trabalho é calculada para a temperatura de projeto com o vaso na condição corroída. Para determiná-la devemos considerar a pressão máxima que poderá atuar em cada componente do vaso, não devendo ser levadas em conta no cálculo espessuras decorrentes da coluna de líquido atuante no vaso nem as espessuras decorrentes das tolerâncias de fornecimento das chapas e sua conformação. Em alguns casos, no teste hidrostático por exemplo, poderemos necessitar da pressão máxima admissível na temperatura ambiente, estando o vaso novo ou corroído. – PRESSÃO DE AJUSTE DO DISPOSITIVO DE ALÍVIO DE PRESSÃO:  O código ASME Seção VIII, Divisão 1 aborda os requisitos para dispositivos de alívio de pressão, em sua parte UG, parágrafos UG-125 a UG-136 e em seu Apêndice 11. Num vaso de pressão instalamos dispositivos de alívio de pressão para proteção contra condições anormais de operação e contra o excesso de pressão provocado por fogo. Para condições anormais de operação, o dispositivo de alívio de pressão, quando 1 (um) só dispositivo é utilizado, deve ter sua pressão de ajuste não superior a pressão máxima admissível de trabalho do equipamento, nem inferior a sua pressão de projeto.

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Inspeção de Vasos de Pressão

150 (antes de 1998)

125 (antes de 1998)

% PMA ou 130

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Pressão de Teste Hidrostático

(após 1998)

ou

110

Pressão de Teste Pneumático

(após 1998)

100 90 80

Pressão Máxima Admissível Pressão de Ajuste da PSV Pressão Máxima de Operação (10% a 20% abaixo da PMA)

Figura 6.1 – Representação de Pressões do Equipamento  Estes dispositivos de alívio de pressão são geralmente válvulas calibradas (PSV – Pressure Safety Valves) que devem ser ajustadas de modo a se abrirem a uma determinada pressão (pressão de Início de Abertura ou “SET” da Válvula) e a estarem completamente abertas ( Abertura Plena) Plena ) quando a pressão atinge um determinado limite permitido pelo Código, para cada condição anormal prevista para o equipamento. equipamento. A tabela a seguir apresenta os valores máximos da pressão de ajuste, permitidos pelo Código (conforme UG-125 e UG-134), para cada condição anormal, com relação aos seguintes tipos de válvula: •

Válvulas Operacionais – utilizadas para atender a condições anormais de operação e

•

Válvulas para Condição de Fogo – utilizadas para atender a condição de pressão excessiva provocada por fogo externo ao equipamento (quando requerido pelo Projeto Básico).

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Inspeção de Vasos de Pressão VÁLVULAS DE ALÍVIO

INÍCIO DE ABERTURA (SET ou Pressão de Ajuste) Valores máximos

VÁLVULAS OPERACIONAIS 1 Válvula Operacional UG-134(a):  100% PMAcq

1 Válvula Operacional UG-125(c) Maior valor entre:  110% PMAcq  PMAcq + 3 psi ABERTURA PLENA Valores máximos

2 ou mais Válvulas Operacionais UG-134(a) 1ª. Válvula Operacional:  100% PMAcq 2ª. ou mais Válvulas Operacionais:  105%PMAcq (máx) 2 ou mais Válvulas Operacionais UG-125(c)(1) Maior valor entre:  116% PMAcq  PMAcq + 4 psi (valor a ser adotado  para todas as Válvulas  Operacionais)

2009 VÁLVULAS PARA CONDIÇÃO DE FOGO Produtos que não o GLP não refrigerado GLP não refrigerado 1 ÚNICA VÁLVULA 1 Válvula de Fogo VÁLVULA para Fogo e Operação - complementar a 2 ESPECÍFICA PARA UG-134(b) ou mais FOGO – não  operacionais complementar as   100% PMAcq Válulas Operacionais  UG-134(b) 1 Válvula de Fogo UG-125(c)(3)(b)  110% PMAcq complementar a 1 operacional  100% PMAcq (com tolerância de  UG-134(b) +10% da PMAcq  por UG-   110% PMAcq 134(d)(2))

1 ÚNICA VÁLVULA para Fogo e Operação UG-125(c)(2)  121% PMAcq

1 Válvula de Fogo complementar a 2 ou mais operacionais (válvula deve atender as  UG-125(c)(2)  121% PMAcq vazões de operação e 

fogo)

1 Válvula de Fogo complementar a 1 operacional UG-125(c)(2)  121% PMAcq

(vazão deve  complementar a das  Válvulas  Operacionais)

(vazão deve  complementar a da  Válvula Operacional) Tabela 6.1 – Pressões de Início de Abertura e de Abertura Plena permitidas pelo Código para Vávulas de Alívio (PSV)

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VÁLVULA ESPECÍFICA PARA FOGO – não  complementar as  Válvulas Operacionais 

UG-125(c)(3)(a)  120% PMAcq

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7 –DIMENSIONAMENTO DE COMPONENTES PRESSURIZADOS 7.1 – DIMENSIONAMENTO A PRESSÃO INTERNA

7.1.1 – TENSÕES CIRCUNFERENCIAIS  As tensões circunferenciais são aquelas que tendem a romper o cilindro segundo a sua geratriz quando submetido a uma pressão interna. Em geral são as mais críticas e são calculadas simplificadamente simplificadamente conforme a expressão matemática a seguir: (pressão interna) x (raio médio) Tensão circunferencial = espessura

p Sc

Sc p

Figura 7.1 – Tensões Circunferenciais  Para um cilindro com: D – diâmetro t – espessura L - comprimento Área Projetada = D.L Área Resistente = 2.t.L Força de Separação = p.D.L Tensão Circunferencial = Força de Separação / Área Resistente  Sc = p.D.L / 2.t.L = p.D / 2.t = p.R / t

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7.1.2 – TENSÕES LONGITUDINAIS  As tensões longitudinais são aquelas que tendem a romper o cilindro segundo a sua seção transversal quando submetido a uma pressão interna e/ou carregamentos externos. Em geral são menos críticas e são calculadas conforme a expressão matemática a seguir, para o carregamento exclusivo de pressão interna: (pressão interna) x (raio médio) Tensão longitudinal = 2 x espessura

SL p

Sl

p

Figura 7.2 – Tensões Longitudinais  Para um cilindro com: D – diâmetro t – espessura L - comprimento Área Projetada = π.D2 / 4 Área Resistente = π.D.t Força de Separação = p.( π.D2 / 4) Tensão Longitudinal = Força de Separação / Área Resistente SL = p.(π.D2 / 4) / π.D.t = p.D / 4.t = p.R / 2.t As equações abaixo representam as diversas teorias para a determinação das tensões atuantes em um costado cilíndrico. Teoria Clássica Sc = p.R / t SL = p.R / 2.t

Teoria de Lamé a = Ro / R Sc = p.(1 + a 2) / (a2 – 1) SL = p / (a2 – 1)

Tensões de membrana – ASME Sc = p.R / t + 0,6.p SL = p.R / 2.t – 0,2.p

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7.1.3 – EQUAÇÕES DO CÓDIGO ASME SEÇÃO VIII – DIVISÃO 1 As fórmulas existentes no código ASME Seç.VIII – Div.1 para dimensionamento à pressão interna de componentes pressurizados se baseiam na teoria de membrana. A notação abaixo é utilizada: t – espessura requerida, calculada em função das condições de projeto. P – pressão de projeto ou pressão máxima admissível do componente; S – tensão admissível na temperatura de projeto e tensão atuante no componente; R – raio interno do componente; Ro – raio externo do componente; D – diâmetro interno do componente; Do – diâmetro externo do componente; L – raio interno para o tampo hemisférico ou raio interno da coroa para o tampo toro-esférico; Lo – raio externo para o tampo hemisférico ou raio externo da coroa para o tampo toro-esférico; α - semi-ângulo interno da parte cônica, de um tampo cônico ou toro-cônico, em relação ao centro; r – raio interno da parte tórica; h – semi-eixo menor do tampo elipsoidal ou sua profundidade medida a partir da linha de tangência; E – eficiência de junta (função do tipo de junta e do exame radiográfico)

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A - Casco cilíndrico:  ASME Seção VIII – Divisão 1 Tensões circunferenciais Tabela 7.1 P ≤ 0,385SE PR o PR Esp. mínima t= = requerida (SE − 0,6P) (SE + 0,4P ) tSE tSE t ≤ R / 2 Pressão máxima P = = admissível (R + 0,6t ) (R o − 0,4t ) P(R + 0,6t ) P(R o − 0,4t ) Tensões S= = atuantes tE tE P > 0,385SE Espessura mínima requerida

t

1 = R Z 2

  

− 1  =  

Ro   Z

1 2

 

− 1   

1 Z 2

1 R Z 2

t= 

 

SE + P SE − P SE(a 2 − 1) SE(1 − b 2 ) t>R/2 P= = 2 ( ) (1 + b2 ) a 1 + Pressão máxima admissível t t a = +1 b= −1 R Ro Tensões atuantes

Tensões longitudinais P ≤ 1,25SE PR o PR t= = (2SE + 0,4P ) (2SE + 1,4P ) 2tSE 2tSE P= = (R − 0,4t ) (R o − 1,4t ) P(R − 0,4t ) P(R o − 1,4t ) S= = 2tE 2tE P > 1,25SE

Z=

P(a 2 + 1) P(1 + b 2 ) S= = E(a 2 − 1) E(1 − b 2 )

Z=

− 1  =

R o   Z

 

1 2

 

− 1   

1 Z 2

P +1 SE

SE(1 − b 2 ) P = SE(a − 1) = b2 t t a = +1 b= −1 R Ro 2

P P(1 + b 2 ) S= = E(a 2 − 1) E(1 − b 2 )

ASME Seção VIII – Divisão 2 antes de 2007: 

t=

PR (S − 0,5P)

ASME Seção VIII – Divisão 2 após 2007: 

t=

D    P    exp  − 1 2   SE  

Exemplos de Utilização das Equações: t ≤ R / 2 R = 1.000,0 E = 0,85 • Determinação da Espessura Mínima Requerida: P = 30,0 kgf/cm 2 / S = 1.202,0 kgf/cm2 PR 30,0 x1.000,0 Tensões circunferenciais: circunferenciais: t = = = 29,9 mm (SE − 0,6P ) (1.202,0x0,85 − 0,6x30,0 ) Tensões Longitudinais: Longitudinais: t =

PR 30,0 x1.000,0 = = 14,6 mm (2SE + 0,4P ) (2x1.202,0 x0,85 + 0,4x30,0 )

Determinação da Pressão Máxima Admissível: t = 37,5 mm / S = 1.202,0 kgf/cm 2 tSE 37,5 x1.202,0 x0.85 Tensões circunferenciais: circunferenciais: P = = = 37,5 kgf/cm2 (R + 0,6t ) (1.000,0 + 0,6 x37,5 ) • Determinação das Tensões Atuantes: t = 37,5 mm / P = 25,0 kgf/cm 2 P(R + 0,6t ) 25,0x(1.000,0 + 0,6 x37,5) Tensões circunferenciais: circunferenciais: S = = = 802,0 kgf/cm2 tE 37,5 x0,85 •

Tensões Longitudinais: Longitudinais: S =

P(R − 0,4t ) 25,0x(1.000,0 − 0,4 x37,5) = = 386,3 kgf/cm2 2tE 2x37,5 x0,85 40 / 137

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B - Casco e Tampo esférico:  ASME Seção VIII – Divisão 1 PL o PL Espessura t= = mínima requerida (2SE − 0,2P) (2SE + 0,8P ) t ≤ 0,356L Pressão máxima 2tSE 2tSE P= = P ≤ 0,665SE admissível (L + 0,2t ) (L o − 0,8t ) P(L + 0,2t ) P(L o − 0,8t ) Tensões S= = atuantes 2tE 2tE Espessura mínima requerida

Tabela 7.2 

t = L  Y  

1 3

− 1  =

L o   Y

 

1 3

 

− 1   

1 Y 3

2(SE + P ) (2SE − P ) 2SE a 3 − 1) 2SE 1 − b3 ) P= = (2 + a3 ) (2b3 + 1) t t a = +1 b = −1 L Lo P(2 + a3 ) P(2b 3 + 1) S= = 2E(a 3 − 1) 2E(1 − b3 ) Y=

t > 0,356L P > 0,665SE

Pressão máxima admissível Tensões atuantes

ASME Seção VIII – Divisão 2 antes de 2007: 

t=

0,5.PR (S − 0,25P )

ASME Seção VIII – Divisão 2 após 2007: 

t=

D   0,5.P   exp  −1 2    SE   

Exemplos de Utilização das Equações: t ≤ 0,356L / P ≤ 0,665SE L = 1.000,0 mm E = 0,85 •

Determinação da Espessura Mínima Requerida: P = 30,0 kgf/cm 2 / S = 1.202,0 kgf/cm 2

t=

PL 30,0x1.000,0 = = 14,7 mm (2SE − 0,2P) (2x1.202,0 x0,85 − 0,2 x30,0)

•

Determinação da Pressão Máxima Admissível: t = 19,0 mm / S = 1.202,0 kgf/cm 2

P=

2tSE 2x19,0 x1.202,0x0,85 = = 38,7 kgf/cm2 (L + 0,2t ) (1.000,0 + 0,2x19,0 )

•

Determinação da Tensão Atuante: t = 19,0 mm / P = 25,0 kgf/cm 2

S=

P(L + 0,2t ) 25,0x (1.000,0 + 0,2x19,0) = = 776,9 kgf/cm2 2tE 2x19,0x0,85

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C - Tampo elipsoidal:  Espessura mínima requerida

t=

PDoK PDK = (2SE − 0,2P ) [2SE + 2P(K − 0,1)]

Pressão máxima admissível

P=

2tSE 2tSE = (DK + 0,2t ) [DoK − 2t (K − 0,1)]

Tensões atuantes

S=

P(DK + 0,2t ) P[DoK − 2t(K − 0,1)] = 2tE 2tE

Tabela 7.3  2  1   D   K =  2 +     6   2h  

Para o tampo padrão :

D = 2 ⇒ K =1 2h

Tabela 7.4 – Reprodução da Table 1-4.1 - Valores do Fator K  D / 2h K

3,0 1,83

2,9 1,73

2,8 1,64

2,7 1,55

2,6 1,46

2,5 1,37

2,4 1,29

2,3 1,21

2,2 1,14

2,1 1,07

D / 2h K

1,9 0,93

1,8 0,87

1,7 0,81

1,6 0,76

1,5 0,71

1,4 0,66

1,3 0,61

1,2 0,57

1,1 0,53

1,0 0,50

Exemplos de Utilização das Equações: D = 2.000,0 mm h = 500,0 mm

2,0 1,00

E = 0,85

2 2  1   D    1   2.000,0   K =  2 +    =  2 +    = 1,0  6   2h    6   2x500,0  

•

Determinação da Espessura Mínima Requerida: P = 30,0 kgf/cm 2 / S = 1.202,0 kgf/cm 2

t=

PDK 30,0 x2.000,0x1,0 = = 29,4 mm (2SE − 0,2P) (2x1.202,0x0,85 − 0,2x30,0 )

•

Determinação da Pressão Máxima Admissível: t = 37,5 mm / S = 1.202,0 kgf/cm 2

P=

2tSE 2x37,5x1.202,0 x0.85 = = 38,2 kgf/cm2 (DK + 0,2t ) (2.000,0x1.0 + 0,2x37,5)

•

Determinação da Tensão Atuante: t = 37,5 mm / P = 25,0 kgf/cm 2

S=

P(DK + 0,2t ) 25,0 x(2.000,0x1,0 + 0,2x37,5) = = 787,3 kgf/cm2 2tE 2x37,5x0,85

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D - Tampo toro-esférico:  Espessura mínima requerida

t=

PL oM PLM = (2SE − 0,2P ) [2SE + P(M − 0,2)]

Pressão máxima admissível

P=

2tSE 2tSE = (LM + 0,2t ) [L oM − t(M − 0,2)]

Tensões atuantes

S=

P(LM + 0,2t ) P[L oM − t(M − 0,2)] = 2tE 2tE

Tabela 7.5  1 / 2  1    L   M =   3 +     4     r   

Tabela 7.6 – Reprodução da Table 1-4.2 - Valores do Fator M  L/r M

1,0 1,00

1,25 1,03

1,50 1,06

1,75 1,08

2,00 1,10

2,25 1,13

2,50 1,15

2,75 1,17

3,00 1,18

3,25 1,20

3,50 1,22

L/r M

4,0 1,25

4,5 1,28

5,0 1,31

5,5 1,34

6,0 1,36

6,5 1,39

7,0 1,41

7,5 1,44

8,0 1,46

8,5 1,48

9,0 1,50

L/r M

9,5 1,52

10,0 1,54

10,5 1,56

11,0 1,58

11,5 1,60

12,0 1,62

13,0 1,65

14,0 1,69

15,0 1,72

16,0 16,0 1,75

16 2/3 1,77

Exemplos de Utilização das Equações: L = 1.808,0 mm r = 346,0 mm

E = 0,85

1 / 2 1 / 2  1    L    1   1.808,0   M =   3 +    =  3 +    = 1,32  4    r     4    346.0   

Determinação da Espessura Mínima Requerida: P = 30,0 kgf/cm 2 / S = 1.202,0 kgf/cm 2 PLM 30,0x1.808,0 x1,32 t= = = 35,1 mm (2SE − 0,2P) (2x1.202,0x0,85 − 0,2x30,0 )

•

•

Determinação da Pressão Máxima Admissível: t = 37,5 mm / S = 1.202,0 kgf/cm 2

P=

2tSE 2x37,5 x1.202,0x0.85 = = 32,0 kgf/cm2 (LM + 0,2t ) (1.808,0 x1,32 + 0,2x37,5)

•

Determinação da Tensão Atuante: t = 37,5 mm / P = 25,0 kgf/cm 2

S=

P(LM + 0,2t ) 25,0 x(1,808,0 x1,32 + 0,2x37,5) = = 938,8 kgf/cm2 2tE 2x37,5 x0,85

Observação: Tampos elipsoidais projetados com K > 1,0 e todos os tampos torisféricos construídos  de materiais com limite mínimo de resistência superior a 70.000 psi (482 MPa) deverão ser  projetados utilizando uma tensão admissível S igual a 20.000 psi (138 MPa) na temperatura  ambiente e reduzida na proporção da redução da tensão admissível do material entre a temperatura  ambiente a temperatura de projeto. 43 / 137

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F - Tampos cônicos ou seções cônicas :  α ≤ 30o

PD 2 cos α(SE − 0,6P )

Espessura mínima requerida

t=

Pressão máxima admissível

P=

2tSE cos α (D + 1,2t cos α )

Tensões atuantes

S=

P(D + 1,2t cos α ) 2tE cos α

Tabela 7.7 

α > 30o

Análise especial

ASME Seção VIII – Divisão 2 após 2007: 

t=

D    P    exp  − 1 2 cos(α )   SE  

Exemplos de Utilização das Equações: R = 1.000,0

E = 0,85

α = 20o

Determinação da Espessura Mínima Requerida: P = 30,0 kgf/cm 2 / S = 1.202,0 kgf/cm2 PD 30,0 x2.000,0 t= = = 31,8 mm o 2 cos α(SE − 0,6P) 2x cos 20 x(1.202,0 x0,85 − 0,6x30,0)

•

•

Determinação da Pressão Máxima Admissível: t = 37,5 mm / S = 1.202,0 kgf/cm 2

P=

2tSE cos α 2x37,5x1.202,0 x0.85 x cos 20 o = = 35,3 kgf/cm2 o (D + 1,2t cos α ) (2.000,0 + 1,2 x37,5x cos 20 )

•

Determinação das Tensões Atuantes: t = 37,5 mm / P = 25,0 kgf/cm 2

P(D + 1,2t cos α ) 25,0 x(2.000,0 + 1,2x37,5 x cos 20 o ) S= = = 852,3 kgf/cm2 o 2tE cos α 2x37,5 x0,85 x cos 20

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G – Tampos Planos  Para o dimensionamento dos tampos planos utilizaremos a seguinte nomenclatura. C – Fator que depende do tipo de tampo, método de ligação, dimensões, etc,... Este fator, para tampos soldados, inclui um fator igual a 0,667 o que efetivamente aumenta a tensão admissível, em tais construções para 1,5.S. D – dimensão maior de um tampo não circular, medida perpendicularmente à dimensão menor; d – diâmetro ou menor dimensão para tampos não circulares; hG – braço do momento da junta, distância radial entre a linha de centro dos parafusos à linha de reação da junta; E – eficiência de junta; L – perímetro medido ao longo da linha de centro dos parafusos de um flange não circular; m – relação t t / ts; P – pressão de projeto; S – tensão máxima admissível; t – espessura requerida para o tampo; tr – espessura requerida para o casco cilíndrico, sem costura; ts – espessura de fabricação do casco, excluída a sobrespessura de corrosão; W – carga dos parafusos; Z – fator para tampos não circulares. Tipo de Tampo

Fórmula de Cálculo 1 / 2

Circular, sem ligação aparafusada

CP t = d.   SE 

Circular, com ligação aparafusada

 CP 1,9Wh G  t = d. + SEd3   SE

Não circular, sem ligação aparafusada

ZCP  t = d.   SE 

1 / 2

1 / 2

onde : Z = 3,4 – 2,4.d/D Não circular, com ligação aparafusada

 ZCP 6Wh G  t = d. + SE SELd 3  

Z≤ 2,5

1 / 2

onde : Z = 3,4 – 2,4.d/D

Z≤ 2,5

Tabela 7.8 – Fórmulas de Cálculo de Espessura de Tampos Planos 

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A figura UG-34 apresenta alguns tipos de tampos planos normalmente utilizados. Outras abreviaturas referenciadas na figura UG-34 estão definidas no parágrafo UG-34 e na figura UW-13.2 do código).

Figura 7.3 – Tipos de Tampos Planos Aceitáveis pelo Código 

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Figura 7.4 – Detalhes de Ligação para Tampos Planos 

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Exemplos de Utilização das Equações de Cálculo: •

Tampo Circular, sem ligação aparafusada. Figura UG-34 (e).

C = 0,33.m (Cmín = 0,20) d = 1.200,0 mm (diâmetro interno do costado) P = 15,0 kgf/cm 2 (pressão interna de projeto) tnc = 12,5 mm (espessura nominal do costado) C = 3,0 mm (sobrespessura (sobrespessura de corrosão no costado e tampo) S = 1.202,0 kgf/cm 2 (tensão admissível do material do costado) St = 1.406,0 kgf/cm 2 (tensão admissível do material do tampo) tr = P.R / (S.E – 0,6.P) = 15,0 x 600,0 / (1.202,0 x 1,0 – 0,6 x 15,0) = 7,5 mm (espessura requerida para o costado, sem costura) ts = tnc – C = 12,5 – 3,0 = 9,5 mm (espessura nominal do costado, na condição corroída) m = tt / ts = 7,5 / 9,5 = 0,79 C = 0,33 x 0,79 = 0,26 E = 1,0 (tampo sem soldas) CP t = d.   SE 

1 / 2

 0,26 x15,0  = 1.200,0 x   1.406,0x1,0 

1 / 2

= 63,2 mm

tmt = t + C = 63,2 + 3,0 = 66,2 mm (espessura minima do tampo) •

Tampo Circular, com ligação aparafusada. Figura UG-34 (j).

C = 0,30 d = 1.200,0 mm (diâmetro de assentamento da junta) hg = 25,0 mm (distância radia entre o diâmetro de assentamento da junta e o círculo de furação dos estojos) W = 1.300.000,0 kgf (carga de aperto dos estojos) P = 15,0 kgf/cm 2 (pressão interna de projeto) C = 3,0 mm (sobrespessura de corrosão no costado costado e tampo) St = 1.406,0 kgf/cm 2 (tensão admissível do material do tampo) E = 1,0 (tampo sem soldas)  CP 1,9 Wh G  t = d. + SEd3   SE

1 / 2

 0,30 x15,0 1,9x1.300.000,0x 25,0  = 1.200,0x  +  2 1.406,0x1,0 1.406,0 x1,0x120,0 x1.200,0 

1 / 2

= 90,9 mm

tmt = t + C = 90,9 + 3,0 = 93,9 mm (espessura minima do tampo)

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7.1.4 – EFICIÊNCIA DE JUNTA SOLDADA Para o dimensionamento de componentes pressurizados de vasos de pressão é necessária a definição da eficiência de junta soldada, considerada à partir da categoria, tipo de junta e nível de inspeção quando da fabricação do vaso. - Tipos de Juntas  O Código ASME permite a utilização dos seguintes tipos de juntas soldadas (Tab. UW-12): Desenho Esquemático

Descrição

Tipo de Junta

Juntas de topo com cordão duplo

1

Juntas de topo com cordão simples e cobre junta

2

Juntas de topo com cordão simples

3

Junta sobreposta com solda dupla em angulo (integral)

4

Junta sobreposta com solda simples em angulo (integral) e solda de tampão

5

Junta sobreposta com solda simples em angulo (integral)

6

Juntas de canto com penetração parcial ou total e/ou solda em ângulo.

7

Juntas de soldas em ângulo.

8

Tabela 7.9 – Tipos de Juntas Soldadas 

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Figura 7.5 – Tipos de Juntas Soldadas 

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- Categoria de Junta  A categoria da junta define a localização no equipamento, não define o tipo de junta soldada. A partir da categoria da junta, o código de projeto estabelece requisitos especiais quanto ao tipo de junta e o grau de inspeção a que estarão sujeitas determinadas juntas num vaso de pressão. Estes requisitos especiais serão estabelecidos estabelecidos em função f unção do serviço, material e espessura do vaso. As categorias de  juntas definidas definidas pelo código são são as seguintes: seguintes: •

• •

Categoria A:  Juntas longitudinais do costado e botas, transições de diâmetros, pescoço de bocais. Todas as juntas do corpo da esfera. Soldas circunferenciais ligando tampos hemisféricos ao costado; Categoria B:  Juntas circunferenciais do costado e botas, transições de diâmetros, pescoço de bocais. Soldas de ligação entre tampos, exceto o hemisférico, ao costado; Categoria C: Juntas conectando flanges, espelhos, tampos planos;

• Categoria D: Juntas de ligação de pescoço de bocais e botas ao costado. A figura a seguir apresenta as categorias de juntas definidas acima.

Figura 7.6 - Categorias de Junta Soldada  – Inspeção de Fabricação  O código ASME Seç.VIII - Div.1 estabelece para juntas soldadas as seguintes possibilidades para realização de exame radiográfico: a. Radiografia Total (Conforme UW-51)  (1) - Todas as juntas de topo em costado e tampos em vasos com “Serviço Letal”; (2) - Todas as juntas de topo em componentes pressurizados de vasos em que a espessura nominal na região da junta exceda 1 ¼ in, ou exceda os limites estabelecidos em UCS-57, UNF-57, UHA-33, UCL-35 ou UCL-36; (3) - Todas as soldas de topo em costado e tampos em “unfired steam boilers” tendo pressão de projeto superior a 50 psi; (4) - Todas as soldas de topo em bocais, botas, etc,... conectando em seções de vasos ou tampos que exigem radiografia total conforme itens (1) ou (3) acima; (5) - Todas as juntas de Categorias A & D em seções de vasos ou tampos onde a eficiência utilizada no projeto é permitida por UW-12(a), neste caso: (a) - Soldas de Categorias A & B conectando seções de vasos ou tampos t ampos deverão ser do Tipo (1) ou Tipo (2) da Tabela T abela UW-12; (b) - Soldas de Categorias B ou C que interceptam juntas de Categoria A em seções de vasos ou tampos ou conectando seções ou tampos sem costura devem ser, no mínimo, radiografadas por pontos de acordo com UW-52; 51 / 137

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(6) - Todas as soldas de topo unidas por eletro gás com passe único maior que 1 ½ in e todas as soldas por eletroescória; (7) - Exame de ultra-som de acordo com UW-53 poderá substituir o ensaio radiográfico para a solda final de fechamento de um vaso que não permite acesso para o filme. A dificuldade de utilização da radiografia não pode ser justificativa para sua substituição. Table UCS-57 Thickness above which full radiographic examination of butt-welded joints is mandatory P-No & Group No. Nominal thickness above which butt-welded joints shall be fully radiographed, in (mm) Classification of Material 1 Gr. 1, 2, 3 1 ¼ (32) 3 Gr. 1, 2, 3 3/4 (19) 4 Gr. 1, 2 5/8 (16) 5A Gr. 1, 2 0 (0) 5B Gr. 1, 2 0 (0) 5C Gr. 1 0 (0) 9A Gr. 1 5/8 (16) 9B Gr. 1 5/8 (16) 10A Gr. 1 3/4 (19) 10B Gr. 1 5/8 (16) 10C Gr. 1 5/8 (16) 10F Gr. 1 3/4 (19) Observação: P-Number é um número que caracteriza grupos de materiais com a mesma soldabilidade. Através do P-Number se fixa características de tratamento térmico e do exame radiográfico de um equipamento. Nas tabelas de tensão admissível constantes das normas encontram-se a indicação do P-Number de cada material. Tabela 7.10 – Reprodução da Table UCS-57 

b. Radiografia por Pontos (Conforme UW-52)  Exceto quando requerido em (a)(5)(b) acima, juntas de topo dos Tipos (1) ou (2) da Tabela UW-12 que não são requeridas radiografia total, conforme item (a), podem ser examinadas por pontos. Se radiografia por pontos é especificada para o vaso inteiro, ensaio radiográfico não é requerido para as  juntas de Categorias B & C em bocais ou botas que não excedam nem NPS 10 nem 1 1/8 in de espessura. c. Sem Radiografia  Exceto como requerido em (a) acima, nenhuma radiografia é requerida para juntas de vasos projetados apenas para pressão externa, ou quando o projeto da junta está de acordo com UW-12 (c). A N-253 da PETROBRAS não admite esta possibilidade. possibilidade.

- Valor da Eficiência de Juntas  A tabela UW-12 fornece a eficiência de junta “E” a ser utilizada nas fórmulas de cálculo desta Divisão para juntas obtidas por soldagem. O valor de “E” depende apenas do Tipo de junta e grau de inspeção empregado. O usuário/cliente deverá selecionar o Tipo de junta e grau de inspeção conveniente, conveniente, a menos que outras regras ditem esta seleção.

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- Um valor de “E” não superior ao fornecido pela coluna (a) da Tabela UW-12 deverá ser utilizado no projeto de juntas de topo totalmente radiografadas, exceto quando os requisitos de UW-11(a)(5) não são cumpridos, quando se utiliza o valor da coluna (b) da Tabela UW-12. - Um valor de “E” não superior ao apresentado na coluna (b) da Tabela UW-12 deve ser utilizado no dimensionamento de vasos baseado em exame radiográfico por pontos. - Um valor de “E” não superior ao apresentado na coluna (c) da Tabela UW-12 deve ser utilizado no dimensionamento de vasos sem exame radiográfico. OBS: 1) Seções do casco ou tampos t ampos sem costura são considerados como tendo uma junta de categoria A, Tipo 1. Para efeito de cálculo, para a tensão circunferencial, o valor de E = 1,0 quando os requisitos de UW-11(a)(5)(b) são atendidos, e E = 0,85 quando não o são. 2) No apêndice L, encontram-se vários diagramas de bloco orientando quanto ao tipo de exame radiográfico e valores de eficiência de juntas que podem ser adotadas no projeto de um vaso de pressão.

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Tabela 7.11 – Reprodução da Table UW-12 - MÁXIMO VALOR ADMISSÍVEL DE EFICIÊNCIA DE  JUNTA PARA SOLDAS A GÁS E ARCO  Tipo

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7) (8)

Descrição

Limitações

Categoria de Junta

Juntas de topo com dupla soldagem ou obtida de modo a manter a mesma qualidade de metal depositado interna e externamente de forma a estar de Nenhuma A, B, C & D acordo com os requisitos de UW-35. Soldas utilizando mata-juntas que permaneçam no local são excluídas. (a) Nenhuma exceto como em (b) A, B, C & D Solda simples em juntas de topo com abaixo; utilização de mata-juntas ou outro tipo (b) Juntas de topo circunferenciais que os incluídos em (1) com um “offset”, conforme UWA, B & C 13(b)(4) e Figura UW-13.1 sketch (k) Somente em juntas de topo Solda simples em juntas de topo sem circunferenciais, com espessuras A, B & C utilização de mata-juntas abaixo de 5/8 in e com diâmetros inferiores a 24 in (a) Juntas longitudinais com A espessura abaixo de 3/8 in; Solda de filete (sobreposta) dupla (b) Juntas circunferenciais com B&C espessuras abaixo de 5/8 in [Nota(3)] (a) Juntas circunferenciais [Nota(4)] para junção de tampos com diâmetros externos não superiores a B 24 in e costado com espessuras inferiores a ½ in. Solda de filete (sobreposta) simples com (b) Juntas circunferenciais para “plug welds” conforme UW-17  junção de costados ou jaquetas com espessuras nominais inferiores a 5/8 C in, onde à distância do centro do “plug weld” para a extremidade da chapa não é menor que 1 ½ o diâmetro do furo para o “plug”. (a) Para junção de tampos com pressão atuante no lado convexo em costados com espessura requerida A&B não superiores a 5/8 in, somente com o uso de solda de filete interno ao costado; Solda de filete simples sem “plug welds” (b) Para junção de tampos tendo pressão em ambos os lados em costados com diâmetros internos não superiores a 24 in e com espessura requerida não superiores a ¼ in com solda de filete no lado externo do tampo flangeado somente. Juntas de canto, penetração total, Como limitado pela figura UW-13.2 e penetração parcial, ou solda de filete. figura UW-16.1. Projeto pelo parágrafo U-2(g) para Junta em ângulo  juntas Categoria B e C.

(a) (b) Full Spot Nota(1) Nota(2)

(c) Sem

1,00

0,85

0,70

0,90

0,80

0,65

0,90

0,80

0,65

NA

NA

0,60

NA

NA

0,55

NA

NA

0,55

NA

NA

0,50

NA

NA

0,50

NA

NA

0,45

A&B

NA

NA

0,45

C&D [Nota(5)]

NA

NA

NA

B, C & D

NA

NA

NA

Notas Gerais: (a) O fator simples mostrado para cada combinação de Categoria de junta e grau de exame de radiografia substitui ambos fatores de redução de tensões e eficiência de junta em relação às considerações previamente utilizadas utilizadas nesta Divisão; (b) E = 1,0 para juntas de topo em compressão. NOTAS: (1) Ver UW-12(a) e UW-51; (2) Ver UW-12(b) e UW-52 (3) Para a junta Categoria C do Tipo 4, limitação não é aplicável para conexões conexões de flanges aparafusados. (4) Juntas conectando tampos hemisféricos e costado cilíndricos são excluídas; (5) Não existe um valor de eficiência de junta E para o cálculo dessa Divisão para juntas de canto Categorias C e D. Quando necessário, um valor de E não superior a 1,0 deve ser utilizado.

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Conforme Código ASME Seç.VIII – Divisão 2 (Tabela 7.2), as soldas pressurizadas do equipamento devem normalmente ser totalmente radiografadas, sendo admitido o uso de radiografia parcial, apenas para equipamentos de materiais dos Grupos 3a e 3b da Tab.7.1. Os tipos de juntas permitidas são as seguintes : • Categoria A: Todas as juntas de categoria A devem ser do tipo 1; • Categoria B: Todas as juntas de categoria B devem ser do tipo 1 ou tipo 2 (tipo 3, restrito a espessuras até 16mm em diâmetros até 610mm); • Categoria C: Todas as juntas de categoria C devem ser do tipo 1 de topo, em ângulo com penetração total, ou para aplicações limitadas às juntas Categoria C podem ser de filete. • Categoria D: Todas as juntas de categoria D devem ser do tipo 1 de topo ou em ângulo com penetração total (a menos de algumas junta em ângulo em pescoço de bocais). • Categoria E: Juntas para fixação de partes não pressurizadas, suportes, olhais e enrijecedores (com vários tipos de junta, de penetração ou não, sendo aceitáveis). O item 4.2.5 do ASME Seç.VIII – Div.2 apresenta todas as limitações e exceções de geometria de  juntas soldadas soldadas permitidas.

Tabela 7.12 – Inspeção Não Destrutiva – ASME Seção VIII – Divisão 2:2007 

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7.1.5 – EXEMPLO DE PROJETO DE VASO DE PRESSÃO  Determine para o vaso a seguir representado, as seguintes informações: 1. Espessuras mínimas requeridas e nominais nominais 2. Pressões máximas admissíveis do equipamento abaixo descrito, para a condição do equipamento corroído e temperatura de projeto (PMA cq); 3. Pressão de ajuste de PSV máxima do equipamento. 4. Pressão de teste hidrostático hidrostático do equipamento equipamento na fábrica; 5. Pressão de teste hidrostático do equipamento ao final de sua vida útil.

2,0 m

15,0 m 5,0 m Nível máximo de líquido em operação

Dados do Equipamento  • Tipo de tampos : Torisféricos 2:1

•

L = 0.904.D / r = 0.173.D / h = 0.250.D •

Sobrespessura de corrosão

2009 •

C = 3,0 mm •

Material do costado e tampos Temperatura de projeto

Densidade do fluido em operação d = 0,90

•

SA-516 Gr.60 •

Data de início de operação

Eficiência de juntas soldadas E = 0,85

•

Pressão de projeto

T = 370,0oC P = 15,0 kgf/cm2 Solução: Para o material do equipamento, a tensão admissível para a temperatura de projeto é de 15,3 ksi (= 1.076,0 kgf/cm 2), e para a temperatura ambiente é de 17,1 ksi (= 1.202,0 kgf/cm 2) e a tensão de escoamento é de 2.250,0 kgf/cm 2 (ASME Seç.II – Part D).

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1 – Determinação Determinação das espessuras mínimas requeridas e nominais. ∆P = ρ.h / 10

[kgf/cm2; m]

∆P = pressão devido a coluna de líquido em operação [kgf/cm 2]; ρ = densidade do fluido em operação; h = altura da coluna de líquido em operação, atuando no componente [m]. 1.1 - Costado cilíndrico  - Pressão de cálculo: 

P = Pproj + ∆P = 15,0 + 0,90 x 5,0 / 10,0 ≈ 15,45 kgf/cm 2 - Espessura mínima requerida:  t = P.R/(S.E – 0,6.P) = 15,45 x 1.000,0 / (1.076,0 x 0,85 – 0,6 x 15,45) = 17,1 mm - Espessura mínima de chapa: tmin = t + C = 17,1 + 3,0 = 20,1 mm - Espessura nominal de chapa: tnom = 22,4 mm (valor adotado para a espessura comercial da chapa a ser utilizada no costado do equipamento). equipamento). 1.2 - Tampo Torisférico - superior  - Pressão de cálculo:  P = Pproj = 15,0 kgf/cm 2 - Espessura mínima requerida:  L = 0,904.D = 0,904 x 2.000,0 = 1.808,0 mm r = 0,173.D = 0,173 x 2.000,0 = 346,0 mm M = (1/ 4).[3 + (L / r) 1/2] = (1/ 4).[3 + (1.808,0 / 346,0) 1/2] = 1,32 t = P.L.M/(2.S.E – 0,2.P) = 15,0 x 1.808,0 x 1,32 / (2 x 1.076,0 x 0,85 – 0,2 x 15,0) = 19,6 mm - Espessura mínima de chapa: tmin = t + C + Cf = 19,6 + 3,0 + 2,8 = 25,4 mm Cf = 2,8 mm (perda de espessura por conformação) - Espessura nominal de chapa: tnom = 28,6 mm (valor adotado para a espessura comercial da chapa a ser utilizada no tampo superior do equipamento). - Espessura nominal do tampo: tnom = 28,6 – 2,8 = 25,8 mm 1.3 - Tampo Torisférico - inferior  - Pressão de cálculo:  P = Pproj + ∆P = 15,0 + 0,90 x (5,0 + 0,5) / 10,0 ≈ 15,5 kgf/cm 2 - Espessura mínima requerida:  L = 0,904.D = 0,904 x 2.000,0 = 1.808,0 mm r = 0,173.D = 0,173 x 2.000,0 = 346,0 mm M = (1/ 4).[3 + (L / r) 1/2] = (1/ 4).[3 + (1.808,0 / 346,0) 1/2] = 1,32 t = P.L.M/(2.S.E – 0,2.P) = 15,5 x 1.808,0 x 1,32 / (2 x 1.076,0 x 0,85 – 0,2 x 15,5) = 20,3 mm - Espessura mínima de chapa: tmin = t + C + Cf = 20,3 + 3,0 + 2,8 = 26,1 mm Cf = 2,8 mm (perda de espessura por conformação) - Espessura nominal de chapa: tnom = 28,6 mm (valor adotado para a espessura comercial da chapa a ser utilizada no tampo inferior do equipamento). - Espessura nominal do tampo: tnom = 28,6 – 2,8 = 25,8 mm 57 / 137

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2 – Determinação das pressões máximas admissíveis. 2.1 - Costado cilíndrico  - Pressão máxima admissível – nova e fria:  P = t.S.E / (R + 0,6.t) = 22,4 x 1.202,0 x 0,85 / (1.000,0 + 0,6 x 22,4) = 22,6 22,6 kgf/cm 2 - Pressão máxima admissível – corroída e quente:  P = t.S.E/(R + 0,6.t) = (22,4–3,0) x 1.076,0 x 0,85/[1.000,0 + 0,6 x (22,4–3,0)] = 17,5 kgf/cm 2 2.2 – Tampo superior  - Pressão máxima admissível – nova e fria:  P = 2.t.S.E / (L.M + 0,2.t) = 2 x 25,8 x 1.202,0 x 0,85/(1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) = 22,0 kgf/cm 2 - Pressão máxima admissível – corroída e quente:  P = 2.t.S.E/(L.M+0,2.t) = 2 x (25,8 – 3,0)x1.076,0 x 0,85/[1.808,0x1,32+0,2x(25,8-3,0)] 0,85/[1.808,0x1,32+0,2x(25,8-3,0)] = 17,4 kgf/cm 2 2.3 – Tampo inferior  - Pressão máxima admissível – nova e fria:  P = 2.t.S.E / (L.M + 0,2.t) = 2 x 25,8 x 1.202,0 x 0,85/(1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) = 22,0 kgf/cm 2 - Pressão máxima admissível – corroída e quente:  P = 2.t.S.E/(L.M+0,2.t) = 2 x (25,8 – 3,0)x1.076,0 x 0,85/[1.808,0x1,32+0,2x(25,8-3,0)] 0,85/[1.808,0x1,32+0,2x(25,8-3,0)] = 17,4 kgf/cm 2 3 – Pressão de ajuste da PSV A pressão de ajuste da PSV poderá ser definida em qualquer valor entre a pressão de projeto e a pressão máxima admissível corroída e quente do equipamento. Como valor limite, adequada para toda a vida útil estimada do equipamentos, a pressão máxima admissível corroída e quente é definida como : PMAcq do Equipamento: menor valor entre [PMA cq(componentes)]referenciado ao topo do equipamento Pressão [kgf/cm 2] Componente

PMAcq (componente)

∆P (coluna de fluido)

PMAcq(referenciado ao topo)

Tampo superior 

17,4

0,0

17,4

Costado 

17,5

0,45

17,05

Tampo inferior 

17,4

0,5

16,9

PMAcq  (equipamento) (equipamento) [kgf/cm 2  ] 

16,9

A pressão máxima admissível do equipamento, para a condição corroída e quente é 16,9 kgf/cm 2, que pode ser definida como a pressão máxima de ajuste da PSV.

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4 – Determinação da pressão de teste hidrostático de fábrica. A pressão de teste hidrostático a ser aplicada na fábrica, poderá ser o valor mais elevado entre as pressões de teste padrão e alternativa, determinadas de acordo com o código de projeto (ASME Seção VIII – Divisão 1). A tensão atuante em cada componente durante o teste hidrostático não poderá ultrapassar um valor limite equivalente a 80% da tensão de escoamento do material, na temperatura ambiente.

4.1 – Pressão de Teste Hidrostático Padrão. A pressão de teste hidrostático padrão é determinada conforme a equação a seguir. Ptp = Fth.PMAcq.(Sf / Sq) Onde: Fth = 1,3 para vasos projetados posteriormente à edição de 1998; PMAcq = pressão máxima admissível de trabalho do equipamento na situação corroída na temperatura de projeto = 16,9 kgf/cm 2; Sf = tensão admissível do material a temperatura do teste = 1.202,0 kgf/cm 2; Sq = tensão admissível do material na temperatura de projeto = 1.076,0 kgf/cm 2. Ptp = 1,3 x 16,9 x (1.202,0 / 1.076,0) = 24,5 kgf/cm 2

4.2 – Pressão de Teste Hidrostático Alternativa. A pressão de teste alternativa é determinada conforme a equação a seguir. Pta = menor valor entre [F th.PMAnf(componente) - ∆Págua] Onde: Fth = 1,3 para vasos projetados posteriormente à edição de 1998; PMAnf(componente) = pressão máx. admiss. de trabalho do componente na situação nova e fria; ∆Págua = pressão da coluna de água durante o teste hidrostático atuando no componente =

= ρ.h / 10 [kgf/cm2; m]; ρ = densidade da água; h = altura da coluna de líquido durante o teste hidrostático, atuando no componente [m].

Componente

PMAnf(componente) [kgf/cm2]

H [m]

∆Págua [kgf/cm2]

1,3.PMAnf(componente) - ∆Págua [kgf/cm2]

Tampo superior  Costado  Tampo inferior 

22,0 22,6 22,0

0,5 15,5 16,0

0,05 1,6 1,6

28,55 27,78 27,0

2  P teste teste alterntativo  (equipamento) [kgf/cm  ] 

27,0

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4.3 – Verificação dos componentes  A pressão de teste hidrostático a ser aplicado na fábrica poderá corresponder ao valor máximo, calculado entre a pressão de teste padrão e a alternativa. Pth = 27,0 kgf/cm 2 - Tampo superior: P = P th + ∆P = 27,0 + 0,05 = 27,1 kgf/cm 2 S = P.(L.M + 0,2.t) / (2.t.E) = 27,1 x (1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) / (2 x 25,8 x 0,85) = 1.477,8 kgf/cm 2 - Costado: P = P th + ∆P = 27,0 + 1,6 = 28,6 kgf/cm 2 S = P.(R + 0,6.t) / (t.E) (t. E) = 28,6 x (1.000,0 + 0,6 x 22,4) / (22,4 x 0,85) = 1.522,3 kgf/cm 2 - Tampo inferior: P = P th + ∆P = 27,0 + 1,6 = 28,6 kgf/cm 2 S = P.(L.M + 0,2.t) / (2.t.E) = 28,6 x (1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) / (2 x 25,8 x 0,85) = 1.559,6 kgf/cm 2 Tensão [kgf/cm2] Componente S 80% Sy Ok! 1.477,8 1.800,0 Sim Tampo superior  1.522,3 1.800,0 Sim Costado  1.559,6 1.800,0 Sim Tampo inferior  A pressão de 27,0 kgf/cm 2 pode ser aplicada durante o teste hidrostático do equipamento, na fábrica. 5 – Determinação da pressão de teste hidrostático ao final da vida útil. A pressão de teste hidrostático a ser aplicada ao final da vida útil do equipamento, deverá ser o valor da pressão de teste padrão, determinada de acordo com o código de projeto (ASME Seç.VIII – Div.1). A tensão atuante em cada componente durante o teste hidrostático não poderá ultrapassar um valor limite equivalente a 80% da tensão de escoamento do material, na temperatura ambiente. 5.1 – Verificação dos componentes  A pressão de teste hidrostático deverá corresponder ao valor calculado da pressão de teste padrão. Pth = 24,5 kgf/cm 2 - Tampo superior: P = P th + ∆P = 24,5 + 0,05 = 24,6 kgf/cm 2 S = P.(L.M + 0,2.t)/(2.t.E) = = 24,6 x [1.808,0 x 1,32 + 0,2 x (25,8 – 3,0)] / [2 x (25,8 – 3,0) x 0,85] = 1.517,6 kgf/cm 2 - Costado: P = P th + ∆P = 24,5 + 1,6 = 26,1 kgf/cm 2 S = P.(R + 0,6.t) / (t.E) (t. E) = 26,1 x [1.000,0 + 0,6 x (22,4 - 3,0)] / [(22,4 - 3,0) x 0,85] = 1.601,2 kgf/cm 2 - Tampo inferior: P = P th + ∆P = 24,5 + 1,6 = 26,1 kgf/cm 2 S = P.(L.M + 0,2.t)/(2.t.E) = = 26,1 x [1.808,0 x 1,32 + 0,2 x (25,8 - 3,0)] / [2 x (25,8 - 3,0) x 0,85] = 1.610,1 kgf/cm 2 Tensão [kgf/cm2] Componente S 80% Sy Ok! 1.517,6 1.800,0 Sim Tampo superior  1.601,2 1.800,0 Sim Costado  1.610,1 1.800,0 Sim Tampo inferior  A pressão de 24,5 kgf/cm 2 pode ser aplicada durante o teste hidrostático do equipamento, ao final de sua vida útil. 60 / 137

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8 – TESTES DE PRESSÃO 8.1 – TESTE HIDROSTÁTICO  8.1.1 – FINALIDADE  Os testes de pressão são a última prova por que passam os vasos de pressão antes que sejam entregues a operação. São realizados para verificar-se a estanqueidade de todas as juntas soldadas e conexões do equipamento e submete-lo a um nível de tensões superior ao que estará sujeito em condições normais, pela primeira vez, promovendo alívio de tensões provenientes de descontinuidades descontinuidades geométricas. Pode-se realizar testes hidrostáticos, pneumáticos ou mistos, sendo os mais comuns os primeiros. O teste pneumático ou o misto, só deverão ser realizados em casos excepcionais, devido ao grande perigo que representam. r epresentam.

8.1.2 – DEFINIÇÕES  NR-13 - Norma regulamentadora que estabelece regras compulsórias a serem seguidas no projeto, operação, inspeção e manutenção de caldeiras e vasos de pressão instalados em unidades industriais e outros estabelecimentos públicos no Brasil, como definido no corpo da norma. Profissional Habilitado (PH) - Aquele que tem competência legal para o exercício da profissão de engenheiro nas atividades referentes a projeto de construção, acompanhamento de operação e manutenção, inspeção e supervisão de inspeção de caldeiras e vasos de pressão, em conformidade com a regulamentação profissional vigente no País. Teste de Pressão - Teste por meio de fluido compressível ou incompressível ou uma mistura de ambos, até um dado valor de pressão, com a finalidade de aliviar as tensões residuais, avaliar a integridade e a resistência estrutural dos componentes sujeitos a pressão, dentro das condições estabelecidas para a sua realização. 8.1.3 – PROCEDIMENTO DE TESTE  Durante os testes de pressão é muito importante que sejam tomadas todas as medidas de segurança necessárias para que se tenha um total controle da situação e sejam evitados acidentes. Entre essas medidas incluem-se as seguintes: - Ocasião do Teste: O teste só pode ser realizado depois de decorrido um prazo de 48 horas após a execução da última soldagem em partes pressurizadas e partes de sustentação do equipamento. - Água: Deve ser verificado com o projetista quais as características de pureza da água adequada e feito o controle dessas características. O teor máximo de cloretos permitidos na água deve ser definido pelo projetista, porém nunca superior a 50 ppm, para equipamentos de aços inoxidáveis austeníticos ou com revestimento interno desses materiais. - Temperatura do Teste: A temperatura t emperatura da água deve estar compatível com a temperatura de projeto, para equipamentos que operam em baixas temperaturas. Para evitar risco de fratura frágil durante o teste, devem ser respeitadas as seguintes condições de temperatura t emperatura do metal: a) Equipamentos com espessura de parede maior ou igual a 50,8 mm (2”): - A temperatura tempera tura do metal deve ser s er mantida a, pelo menos, 17 °C acima da temperatura tem peratura de projeto mínima mínim a do metal ou, no mínimo, mínim o, a 15 °C, o q ue for maior; b) Equipamentos com espessura de parede menor que 50,8 mm (2”): - A temperatura tem peratura do metal deve ser s er mantida mant ida a, pelo menos, m enos, 6 °C acima da temperatur t emperaturaa de projeto mínima mínim a do metal ou, no mínimo, mínim o, a 15 °C, o q ue for maior. Nota: A temperatura de teste deve ser igual ou superior aos valores estabelecidos, a menos que  existam informações sobre características frágeis do material do equipamento, indicando que uma  temperatura de teste diferente da recomendada seja aplicável. 61 / 137

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- Manômetros: Devem ser utilizados no mínimo 3 manômetros para acompanhamento do teste, sendo um deles registrador. Pelo menos um deles deve ficar a uma distância segura do equipamento, devendo ser instalados bloqueios entre os manômetros e o equipamento para permitir sua substituição, caso necessário. A localização e quantidade de manômetros e registradores utilizados para a realização do teste devem ser definidas pelo Profissional Habilitado em função das dimensões, do período de teste e acesso ao equipamento ou conjunto a ser testado. - Segurança: Devem ser previstas condições de segurança antes e durante a execução do teste. A área deve ser isolada e serão proibidos soldas sobre o equipamento ou sobre qualquer parte em contato elétrico com o mesmo, enquanto o equipamento contiver agua. - Pressão de teste: Devem ser utilizados os valores de pressão de teste determinados pelo projeto mecânico do equipamento. Os seguintes aspectos devem ser considerados quando da definição de pressão de teste pelo Profissional Habilitado: a) código e norma de projeto de fabricação; b) código de inspeção em serviços aplicáveis; c) relação entre as condições de projeto e condições de operação; d) potencial de risco e localização do vaso na unidade industrial; e) histórico de resultados das inspeções de segurança internas e externas anteriores; f) histórico de resultados de testes de pressão anteriores; g) possibilidade da existência de defeitos subcríticos; h) avaliação da PMTA na condição atual do equipamento. - Recalque: Durante o teste hidrostático deve ser prevista a proteção do equipamento em relação a pressões superiores a pressão de teste ou quanto a possibilidade de vácuo; deve ser também acompanhado e medido o recalque da fundação. - Execução do Teste : Recomenda-se o seguinte procedimento de teste: [Prática Recomendada]. a) elevar a pressão até 50 % da pressão de teste; b) inspecionar o vaso; c) elevar gradativamente a pressão até a condição de teste; d) manter o vaso pressurizado neste patamar pelo tempo mínimo de 30 minutos e por motivo de segurança, nenhuma inspeção deve ser executada durante este período; e) reduzir gradativamente a pressão para um valor de até 65 % da pressão de teste; f) inspecionar o vaso; g) reduzir gradativamente a pressão de teste até a pressão atmosférica, devendo ser abertos os bocais superiores para evitar vácuo no interior do vaso. - Inspeção após o Teste: Após o teste em equipamentos cladeados ou revestidos com tiras soldadas (“strip lining”), recomenda-se a realização de inspeção visual internamente para a avaliação da integridade do revestimento. [Prática Recomendada]

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8.1.4 – DETERMINAÇÃO DA PRESSÃO DE TESTE  - Teste Hidrostático Padrão (P tp   )  tp  Neste teste a pressão em qualquer ponto do equipamento deve ser no mínimo igual ao seguinte valor: Ptp = Fth.PMAcq.(Sf / Sq) Onde: Fth = 1,5 para vasos projetados anteriormente à edição de 1998; = 1,3 para vasos projetados posteriormente posteriormente à edição de 1998 do ASME Div.1; F th = 1,25 para vasos projetados pelo ASME Seção VIII – Divisão 2:2007 (O valor mínimo de pressão para o ASME Seção VIII – Divisão 2 é calculado como Pth = 1,43.PMAcq). PMAcq = pressão máxima admissível de trabalho do equipamento na situação corroída na temperatura de projeto; Sf = tensão admissível do material a temperatura do teste; Sq = tensão admissível do material na temperatura de projeto. Este valor é o mínimo estabelecido pelo código, mas a critério do projetista e usuário do equipamento, ele poderá ser testado de acordo com uma pressão de teste determinada através de um procedimento alternativo. Qualquer valor de pressão entre o procedimento padrão e o alternativo pode ser adotado, de acordo com o ASME. - Teste Hidrostático Alternativo (P ta   )  ta  A pressão de teste alternativo, alternativo, atuando no topo do vaso, será calculada da seguinte forma: - Determina-se a PMA para cada parte constituinte do equipamento, na condição não corroída e na temperatura do teste (PMA nf. para cada componente) ; multiplicamos cada um desses valores por 1,3 ou 1,5, a depender da edição do código; desconta-se a altura hidrostática atuando em cada parte, em relação ao topo do equipamento, adota-se o menor valor calculado. 10.1.5 – OBSERVAÇÕES   As condições do teste devem ser claramente definidas entre fabricante e usuário. Deve ficar claro se a pressão de teste é referente ao vaso novo ou corroído, assim como se a pressão de teste referente ao vaso na posição horizontal ou vertical (Para os vasos verticais exige-se a determinação dos valores da pressão de teste nas duas posições). superiormente a pressão pressão de teste, porém pressões pressões acima do valor valor da P ta  O código não limita superiormente poderão provocar deformações excessivas causando a rejeição do equipamento. t ensão máxima poderá atingir 80%  É importante lembrar que, na condição de teste hidrostático, a tensão do limite de escoamento do material na temperatura ambiente, nas partes pressurizadas. Nas partes não pressurizadas pode-se considerar a tensão admissível básica acrescida de 33 1/3%.  Vasos submetidos à pressão externa deverão também ser submetidos a um teste hidrostático ou quando este for impraticável a um teste pneumático. Em qualquer caso a pressão de teste não deverá ser inferior a F th vezes a diferença entre a pressão atmosférica normal e a mínima pressão absoluta interna; a pressão interna máxima admissível é calculada da mesma maneira que para os vasos sujeitos a pressão interna.

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A Figura abaixo ilustra um procedimento gráfico para determinação de P tp e Pta. ELEVAÇÃO

Fth .PMA cq

S frio S quente

 Valor mínimo exigido pelo código

PMA cq

Pressão de teste medida no topo do equipamento

PMO

TOPO Pressão de Teste  Alternativo

Coluna hidrostática

PMO

PMA cq (para cada componente)

Pressão de Teste Padrão

Fth.PMA nf (para cada componente)

FUNDO Coluna do flluido em operação

Pressão de teste no fundo do equipamento

PRESSÕES

Figura 8.1 – Teste Hidrostático – Gráfico  8.2 – TESTE PNEUMÁTICO OU HIDROPNEUMÁTICO  Cabe ao Profissional Habilitado avaliar as condições de risco e aprovar ou não a alternativa de aplicação do teste com fluido compressível. No caso de aplicação, o teste deve ser supervisionado por Profissional Habilitado. Nota: A aplicação de teste de pressão com fluido compressível (teste pneumático) ou mistura de  fluido compressíveis e incompressíveis (teste hidropneumático) hidropneumático) é válida, porém deve ser considerado  considerado  que um equipamento submetido a teste com fluido compressível tem uma energia armazenada muito  maior que o mesmo vaso submetido a teste t este hidrostático na mesma pressão. Visto que o potencial de  risco numa eventual liberação não controlada dessa energia é muito maior, a aplicação de teste  pneumático ou hidropneumático deve ser restrita àquelas condições em que um fluido líquido é  inviável, ou quando a pressão de teste é de tal ordem que a energia armazenada é comparável  àquela existente no vaso na sua condição de operação normal. O sistema para pressurização deve conter, no mínimo: a) dispositivo de controle de pressão instalada à montante do sistema sob teste, ajustada para a pressão de ensaio, de modo a impedir que haja sobrepressão; b) válvulas de fechamento rápido, instaladas à montante e à jusante do sistema sob teste. Nota: Recomenda-se a utilização de dispositivo de alívio automático contra sobrepressão adequado ao sistema sob teste. [Prática Recomendada]

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- Pressão de teste t este : Os seguintes aspectos devem ser considerados quando da definição de pressão de teste pelo Profissional Habilitado: a) código e norma de projeto de fabricação; b) código de inspeção em serviços aplicáveis; c) relação entre as condições de projeto e condições de operação; d) potencial de risco e localização do vaso na unidade industrial; e) histórico de resultados das inspeções de segurança internas e externas anteriores; f) histórico de resultados de testes de pressão anteriores; g) possibilidade de existência de defeitos subcríticos; h) avaliação da PMTA na condição atual do equipamento. - Execução do Teste: Recomenda-se o seguinte procedimento de teste: [Prática Recomendada] Recomendada] a) elevar a pressão até 102 kPa (1,02 kgf/cm2) ou 10 % da pressão de teste, o que for menor; b) inspecionar o vaso; c) elevar gradativamente a pressão até a condição de teste; d) manter o vaso pressurizado neste patamar pelo tempo mínimo de 30 minutos e por motivo de segurança, nenhuma inspeção deve ser executada durante este período; e) reduzir gradativamente a pressão para um valor de até 80 % da pressão de teste; f) inspecionar o vaso; g) reduzir gradativamente a pressão de teste até a pressão atmosférica, devendo ser abertos os bocais superiores para evitar vácuo no interior do vaso. É um teste t este de grande periculosidade e substituirá o teste hidrostático quando: - O vaso ou seus suportes não forem dimensionados para suportar o peso do teste hidrostático. - Qualquer traço d’água ou do fluído utilizado no teste prejudicar o processo. A pressão do teste pneumático será no mínimo: P teste > Ftp.PMAcq.(Sf / Sq) Fth = 1,25 para vasos projetados anteriormente à edição de 1998; = 1,1 para vasos projetados posteriormente à edição de 1998 do ASME Div.1.

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9 – ABERTURAS E REFORÇOS 9.1 – INTRODUÇÃO  Quando um furo circular é realizado em uma chapa infinita, sujeita a uma tensão uniaxial σ, uma elevada concentração de tensões ocorre próxima ao furo. σ

3 2 Kt.σ 1 m a

n

n m a 2aa 3a 4a 5a 2a 3a 4a

+1

0 Kt.σ

-1 σ

Figura 9.1 – Distribuição de Tensões em um Furo  O valor desta tensão é máximo quando a = r, na seção n-n, e θ = 90º Kt.σ = (σ / 2).(2 + a2 / r2 + 3.a4 / r4) = 3.σ Pode-se observar que o efeito do furo é rapidamente atenuado e que na seção m-m surge uma tensão de compressão igual a - σ. O valor de concentração de tensões causados por um furo circular num cilindro ou esfera sujeito à pressão interna ou externa pode ser obtido por superposição de efeitos, a partir das considerações anteriores. No caso de um cilindro, a tensão circunferencial é o dobro da longitudinal. Desse modo, a tensão  Y  máxima na seção n-n será : 3. σy - σx = 2,5.σy Eixo circunf.

σ y

m n

σ x

n m

 X

Eixo long. σ x

σ y Figura 9.2 – Furo em um Estado Biaxial de Tensões  No caso de uma esfera, onde as tensões circunferencial e longitudinal tem o mesmo valor, temos: 3.σy - σx = 2.σy 66 / 137

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As aberturas circulares são as mais comumente utilizadas nos vasos de pressão, mas ocasionalmente ocasionalmente aberturas elípticas são utilizadas. utilizadas.

σ1 = σ.(1 + 2.a / b)

σ2 = σ.(1 + 2.b / a)

σ2 = - σ

σ1 = - σ

a

a

b

b σ

σ

(a)

(b)

Figura 9.3 – Furos não Circulares  Quando o eixo maior é perpendicular à direção da tensão aplicada, a tensão máxima ocorrerá na extremidade do eixo maior e será : σ1 = σ.(1 + 2.a / b) Na extremidade do eixo menor, temos : σ2 = -σ Quando a tensão σ é paralela ao eixo maior, a tensão na extremidade do eixo menor é dada por: σ2 = σ.(1 + 2.b / a) Na extremidade do eixo maior, temos: σ1 = -σ Isto mostra que trincas paralelas à direção da tensão aplicada tem menos tendência à propagação que trincas perpendiculares à direção da tensão. Do mesmo modo que foi feito anteriormente podemos, por superposição de efeitos, calcular os valores das tensões junto a aberturas elípticas em cascos cilíndricos ou esféricos. Deste modo, para a abertura “a”, da figura abaixo, temos:

(a)

(b)

Figura 9.4 – Orientação de Furos não Circulares  σ1 = σ.(1 + 2.a / b) - σ / 2 Se a = b σ1 =σ.(1 / 2 + 2.a / b)  σ1 = 2,5. σ Esta observação mostra que, em cascos cilíndricos, aberturas elípticas devem ser feitas sempre com o eixo menor perpendicular a tensão circunferencial. Os dois requisitos básicos necessários ao material que é colocado como reforço junto a aberturas num vaso de pressão são : 1 – Deverá ser suficiente para compensar o enfraquecimento da parede do vaso provocado pela abertura; 2 – Deverá ser colocado dentro de determinados limites, a partir da extremidade da abertura, para minimizar o efeito de concentração de tensões. 67 / 137

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Para verificar os limites de reforço, utiliza-se a distribuição de tensões junto a um furo circular num casco cilíndrico, sujeito à pressão interna. σ1 = (σ / 2).(1 + a 2 / r2) – (σ / 2).(1 + 3.a4 / r4).cos(2θ) [θ = π / 2] +

+ (σ / 4).(1 + a 2 / r2) – (σ / 4).(1 + 3.a 4 / r4).cos(2θ) [θ = 0] σ1 = (σ / 4).(4 + 3.a 2 / r2 + 3.a4 / r4) Esta tensão decresce rapidamente junto ao furo, quando:

r = a  σ1 = 2,5.σ r = 2a  σ1 = 1,23.σ Por este motivo, uma distância da extremidade da abertura igual ao seu raio é usualmente adotada como limite de colocação de reforço na superfície do vaso. σ

Eixo longitudinal 2,5.σ

n

σ/2

n

θ

a r = 2a

σ

1,23.σ σ/2

Figura 9.5 – Limites de Reforço Paralelos à Parede do Equipamento 

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9.2 – PROCEDIMENTOS DE CÁLCULO (ASME Seç.VIII – Divisão 1)  9.2.1 – PESCOÇO DO BOCAL Conforme a parte UG-45 do Código ASME BPVC, Section VIII, Division 1, a espessura mínima do pescoço de bocais submetidos ao carregamento de pressão interna é definida como a seguir indicado. tn: maior valor entre t 1 e t2 Sendo: t1 = P.Rn / (S.E - 0,6.P) + C Rn - raio interno do bocal. t2: menor valor entre t 21 e t22 t21: espessura mínima do componente do equipamento onde se localiza o bocal, considerando uma eficiência de junta soldada E = 1,0 e a sobrespessura de corrosão. t22: espessura mínima de um tubo de igual diâmetro e Schedule Standard somada a sobrespessura de corrosão. Conforme requisitos do código ASME, a espessura mínima do pescoço do bocal é definida do seguinte modo: Espessura mínima do componente [t21] Menor valor entre t 1 e t2: Espessura [t2] Espessura do tubo Maior valor entre t 1 e t2: Sch STD [t22] Espessura mín. do pescoço bocal [t n] Espessura mínima requerida do bocal [t1] Exemplo de determinação da espessura mínima do pescoço do bocal  Diâmetro nominal: 10 in (DN = 250 mm) Pressão máxima admissível do equipamento: equipamento: 15,0 kgf/cm 2 Temperatura de projeto: 250 oC Material do pescoço do bocal: SA 106 Gr.B S = 1.202 kgf/cm 2 @ Tproj Diâmetro do costado onde se localiza o bocal: 3.000,0 mm Material do costado: SA 516 Gr.60 S = 1.202 kgf/cm 2 @ Tproj Sobrespessura de corrosão do equipamento: 3,0 mm - Espessura mínima do componente:  t21 = P.R / (S.E ( S.E - 0,6.P) + C = 15,0 x 1.500,0 / (1.202,0 x 1,0 – 0,6 x 15,0) + 3,0 = 21,9 mm - Espessura do tubo Sch STD 

t22: Do document ASME B36.10  Sch STD = 9,27 mm t22 = (9,27 – 12,5%) + C = 9,27 – 1,16 + 3,0 = 11,11 mm t2: menor valor entre t 21 e t22 = 11,11 mm t1 = P.R / (S.E – 0,6.P) + C = 15,0 x 125,0 / (1.202 x 1,0 – 0,6 x 15,0) + 3,0 = 4,26 mm tn: maior valor entre t 1 e t2 = 11,11 mm Adotado o Schedule XS (t = 12,7 mm) 69 / 137

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9.2.2 – REFORÇO DE ABERTURA

Notação Do - diâmetro externo do bocal Esquema Identificação da Área d - diâmetro interno do bocal, corroído Área A t - espessura do componente, corroído tr - espessura requerida do componente Área A1 tn - espessura do bocal, corroído trn - espessura requerida do bocal Área A2 Dp - diâmetro da chapa de reforço te - espessura da chapa de reforço Área A3 h1, h2, h3 - dimensões das soldas h - projeção do bocal para o interior Área A41 Sv - tensão admissível do componente Sn - tensão admissível do pescoço do bocal Área A42 Sr - tensão admissível do material do reforço fr1 = Sn / Sv Área A43 fr2 = menor valor entre: S n / Sv e Sr / Sv fr3 = Sr / Sv Área A5 C - sobrespessura de corrosão Figura 9.6 - Dimensões características de bocais e sua nomenclatura  Bocais com diâmetros de abertura inferiores a 3 ½” localizados em cascos ou tampos com espessuras iguais ou inferiores a 3/8” ou bocais com diâmetros de abertura inferiores a 2 3/8” localizados em cascos ou tampos com espessuras superiores a 3/8” não necessitam serem reforçados. O gráfico a seguir representa as condições limites previstas no código ASME Seção VIII  – Divisão 1 para aberturas em cascos cilíndricos ou cônicos. Para aberturas em tampos estas estão limitadas a metade do diâmetro do tampo t ampo ou, alternativamente, a utilização de um trecho cônico com redução até o diâmetro da abertura.

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AVALIAR REFORÇO DA ABERTURA DE ACORDO COM OS ITENS UG-36 a UG-43 E 1-7 (GRANDES ABERTURAS) ABERTURAS)

AVALIAR REFORÇO DA ABERTURA DE ACORDO COM OS ITENS UG-36 a UG-43

Figura 9.7 – Critérios para verificação de reforço de abertura do código ASME  a) Área requerida de reforço [mm 2]: A = d.tr + 2.tn.tr.(1 – fr1) b) Áreas resistentes [mm 2] Caso I - Abertura com anel de reforço 

Caso II - Abertura sem reforço 

A1: maior valor entre A11 e A12 A11 = d.(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t - tr).(1 – f r1) A12 = 2.(t + t n).(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t – tr).(1 -fr1)

A1: maior valor entre A11 e A12 A11 = d.(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t - tr).(1 – f r1) A12 = 2.(t + t n).(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t – tr).(1 -fr1)

A2: menor valor entre A21 e A22 A21 = 5.(tn - trn).fr1.t A22 = 2.(tn - trn).(2,5.tn + te).fr1

A2: menor valor entre A21 e A22 A21 = 5.(tn - trn).fr1.t A22 = 5.(tn - trn).tn.fr1

A3 = 2.(tn - C).fr1.h

A3 = 2.(tn - C).fr1.h

A41 = h12.fr2 A42 = h22.fr3 A43 = h32.fr1

A41 = h12.fr2 A43 = h32.fr1

A5 = (Dp – d - 2.t n).te.fr3 Se A < A1 + A2 + A3 + A41 + A42 + A43 + A5, o Se A < A1 + A2 + A3 + A41 + A43, o reforço da reforço da abertura é suficiente abertura é suficiente

Tabela 9.1 – Fórmulas de Cálculo de Áreas Resistentes 

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Exemplo de cálculo do reforço de abertura sem projeção interna  Diâmetro nominal: 10 in (d o = 273 mm) Esp. nominal pescoço do bocal: 12,7 mm Pressão máx. adm. do equipamento: 15,0 kgf/cm 2 Temperatura de projeto: 250 oC Material do pescoço do bocal: SA 106 Gr.B S = 1.202 kgf/cm 2 @ Tproj Diâmetro do costado: D = 3.000,0 mm Espessura nominal do costado: 25,0 mm Material do costado: SA 516 Gr.60 S = 1.202 kgf/cm 2 @ Tproj Sobrespessura de corrosão do equipamento: 3,0 mm Geometria  - Diâmetro interno do bocal corroído: d = 273,0 – 2 x 12,7 + 2 x 3,0 = 253,6 mm - Espessura do bocal corroído: t n = 12,7 – 3,0 = 9,7 mm - Espessura do costado corroído: t = 25,0 – 3,0 = 22,0 mm - Espessura mínima requerida do bocal: trn = P.R / (S.E – 0,6.P) = 15,0 x 125,0 / (1.202 x 1,0 – 0,6 x 15,0) = 1,26 mm - Espessura minima requerida do costado:

tr = P.R / (S.E - 0,6.P) = 15,0 x 1.500,0 / (1.202,0 x 1,0 – 0,6 x 15,0) = 18,9 mm - Dimensão das soldas: h 1 = 9,5 mm / h 2 = 20,0 mm / h 3 = 0,0 mm (sem projeção interna) - Diâmetro externo da chapa de reforço do bocal: D p = 450,0 mm - Espessura da chapa de reforço do bocal: t e = 25,0 mm Relação entre tensões admissíveis  fr1 = Sn / Sv = 1.202,0 / 1.202,0 = 1,0 f r2 = menor valor entre: S n / Sv e Sr / Sv = 1,0 fr3 = Sr / Sv = 1.202,0 / 1.202,0 = 1,0 Determinação da area requerida  A = d.tr + 2.tn.tr.(1 – fr1) = 253,6 x 18,9 + 2 x 9,7 x 18,9 x (1 – 1,0) = 4.793,0 mm 2 Determinação das áreas disponíveis para reforço da abertura  A11 = d.(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t - tr).(1 – f r1) = = 253,6 x (1,0 x 22,0 – 18,9) – 2 x 9,7 x (1,0 x 22,0 – 18,9) x (1 – 1,0) = 786,2 mm 2 A12 = 2.(t + t n).(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t – tr).(1 -fr1) = = 2 x (22,0 + 9,7) x (1,0 x 22,0 – 18,9) – 2 x 9,7 x (1,0 x 22,0 – 18,9) x (1 – 1,0) = 196,5 mm 2 A1: maior valor entre A11 e A12 = 786,2 mm 2 A21 = 5.(tn - trn).fr1.t = 5 x (9,7 – 1,26) x 1,0 x 22,0 = 928,4 mm 2 A22 = 2.(tn - trn).(2,5.tn + te).fr1 = 2 x (9,7 – 1,26) x (2,5 x 9,7 + 25,0) x 1,0 = 831,3 mm 2 A2: menor valor entre A21 e A22 = 831,3 mm 2 A3 = 0,0 mm 2 (sem projeção interna) A41 = h12.fr2 = 9,52 x 1,0 = 90,3 mm 2 A42 = h22.fr3 = 20,02 x 1,0 = 400,0 mm 2 A43 = h32.fr1 = 0,0 mm 2 A5 = (Dp – d – 2.tn).te.fr3 = (450,0 – 253,6 – 2 x 9,7) x 25,0 x 1,0 = 4.425,0 mm 2 A1 + A2 + A3 + A41 + A42 + A43 + A5 = 786,2 + 831,3 + 0,0 + 90,3 + 400,0 + 0,0 + 4.425,0 = = 6.532,8 mm 2 > A (Reforço de abertura suficiente) 72 / 137

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Figura 9.8 – Desenhos Esquemáticos de Ligação Bocal / Vaso 

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Figura 9.8 – Desenhos Esquemáticos de Ligação Bocal / Vaso (cont.)

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10 – CLASSIFICAÇÃO DE TENSÕES 10.1 - CATEGORIAS DE TENSÕES  Os códigos de projeto classificam as tensões t ensões em categorias com características diferentes. Notação (ASME Seção VIII – Divisão 2):  Pm – tensão generalizada de membrana primária  PL – tensão localizada de membrana primária f lexão primária  Pb – tensão de flexão  Q – tensão secundária (membrana ou flexão)  F – tensão de pico

10.1.1 – TENSÕES PRIMÁRIAS (P m  m,  P L, P b  b )  São as tensões necessárias para satisfazer as leis de equilíbrio da estrutura, desenvolvidas pela ação de carregamentos impostos. Sua principal característica é de que não é auto-limitante, ou seja, enquanto o carregamento estiver sendo aplicado à tensão continua atuando não sendo aliviada por deformações da estrutura. São tensões que atuam em toda a seção da parede do vaso, produzidas por carregamento mecânicos. mecânicos. Corresponde as tensões mais críticas para a falha f alha do equipamento. As tensões primárias são geralmente produzidas pelas pressões interna e externa atuantes no equipamento, pesos, esforços e momentos externos. Tensões térmicas nunca são classificadas como tensões primárias. As tensões primárias não devem ultrapassar o escoamento do material, o que produziria deformações permanentes em grande volume do equipamento. t ransversal do vaso. É a P m  m  – Tensão de membrana generalizada primária : Ocorre ao longo da seção transversal tensão remota de descontinuidades geométricas, tais como, interseção entre costado e tampo, cilindros e cones, interseção de bocais e suportes. Como exemplos temos: 1) Tensões circunferenciais e longitudinais devido a pressão; 2) Tensões compressivas e axiais devido ao vento; 3) Tensões longitudinais longitudinais de flexão em vasos vasos horizontais horizontais suportados por selas; selas; 4) Tensões de membrana atuando no centro de tampos planos; 5) Tensões de membrana na parede parede do pescoço do bocal, na região de reforço, devido a pressão e cargas externas; 6) Compressão Compress ão axial devido ao peso. P b b  – Tensão de flexão primária : Ocorre devido a cargas de pressão, peso e cargas externas e são capazes de causar o colapso do equipamento. São restritas a poucas regiões de vasos de pressão. 1) Tensões de flexão no centro do tampo plano e centro de tampos conformados; 2) Tensões de de flexão flexão em tampos cônicos curtos; curtos; 3) Tensões de flexão na região de ligamento de aberturas próximas. P L – Tensão de membrana primária localizada : Na realidade as tensões de membrana primárias localizadas são a combinação de 2(dois) tipos de tensões. Corresponde a soma de tensões de membrana generalizada (P m) e tensões de membrana secundárias (Q m), produzidas por pressão, peso e cargas externas (P L = Pm + Qm). Apesar de distintas, estas tensões foram agrupadas para que sejam limitadas as tensões admissíveis que são definidas com critérios para tensões primárias exclusivamente. Dessa forma, existe alguma característica de tensão auto-limitada devido a parcela de tensão secundária, mas como o campo de aplicação da tensão localizada é reduzido, o escoamento do material gera uma redistribuição de cargas para regiões com maior rigidez no equipamento. Uma tensão pode ser considerada como local se à distância na direção meridional, na qual a intensidade de tensões ultrapassa 1,1.S m não excede √R.t. 75 / 137

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2009

10.1.2 – TENSÕES SECUNDÁRIAS (Q) São as tensões desenvolvidas desenvolvidas por restrições r estrições a deformações e compatibilidade de deslocamentos em pontos de descontinuidades. A característica básica desse tipo de tensão é sua capacidade de autolimitação pela deformação. Assim, o escoamento local do material e menores deformações ocasionam a redistribuição dos esforços e tensões, reduzindo a tensão na região. As tensões secundárias não causam falha estrutural devido ao efeito local e a proximidade de regiões com maior rigidez no equipamento. Normalmente são associadas a descontinuidades geométricas e podem ser produzidas produzidas por outras cargas, além da pressão atuante no equipamento. Por exemplo, cargas radiais em bocais produzem tensões secundárias na junção do bocal com o vaso. Tensões devido a descontinuidades são consideradas como secundárias se a extensão de atuação destas tensões ao longo do equipamento é limitada. Um limite utilizado para as regiões secundárias é √Rm.t. Além desse limite, as tensões são consideradas como primárias. Outra limitação de tensões secundárias é que outra descontinuidade deve estar afastada de uma distância superior a 2,5. √Rm.t, o que evita efeitos de adição entre áreas próximas. As tensões secundárias podem ser de membrana e flexão, exemplificadas a seguir. 1) Tensões secundárias de membrana (Q m): a. Tensões axiais na junção do anel com o cubo do flange; b. Tensões térmicas; c. Tensões de membrana membrana na na região tórica de tampos; 2) Tensões secundárias de flexão (Q b): a. Tensões de flexão em regiões regiões de descontinuidad descontinuidades es geométricas (bocais, suportes, suportes, ...); b. Gradiente Gradient e de tensões ao longo da espessura devido a pressão interna; c. Tensões de flexão em regiões de anéis de reforço 10.1.3 – TENSÕES DE PICO (F) São tensões extremamente localizadas que causam deformações e distorções reduzidas podendo contribuir exclusivamente para fenômenos cíclicos e para intensificação de tensões para efeitos de fratura frágil. Como exemplos, temos: 1) Tensões em em regiões de canto canto (corner) de descontinuidade descontinuidades; s; 2) Tensões térmicas na na parede do equipamento equipamento causadas causadas por alterações alterações súbitas na temperatura temperatura da superfície do material; 3) Tensões térmicas em clads e revestimentos revestime ntos obtidos por depósito de solda (overlay); 4) Tensões devido devido a efeitos de concentradores concentradores (notch effect).

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Componente

Localização Chapa do costado, remoto de descontinuidades

Qualquer costado Perto de bocais e incluindo outras aberturas cilindros, cones, esferas e tampos Qualquer conformados localização

Origem da Tensão Pressão interna Gradiente térmico axial Esforços axiais e/o momentos fletores aplicados ao bocal, e/ou pressão interna Diferença de temperatura entre o costado e o tampo

Distorções no costado, tais Pressão interna como ovalizações e amassamentos

Costado cilíndrico ou cônico

Tampo conformado ou cônico

Tampo plano

Tampo ou costado perfurado

Qualquer seção transversal do vaso

Esforço axial, momento fletor aplicado ao cilindro ou cone e/ou pressão interna

Junção com tampo ou flange

Pressão interna

Centro

Pressão interna

Junção com o costado e toro

Pressão interna

Região central

Pressão interna

Junção com o costado

Pressão interna

Ligamento típico em um padrão uniforme

Ligamento atípico ou isolado

Pressão

Pressão

Tipo de Tensão Membrana geral Gradiente ao longo da espessura Membrana Flexão Membrana localizada

2009

Classificação Pm Q Q Q PL

Flexão Pico (filete ou canto) Membrana

Q F Q

Flexão

Q

Membrana

Pm

Flexão

Q

Tensão de membrana determinada através da espessura, remota de descontinuidades; Componentes de tensão perpendiculares perpendiculares a seção transversal Tensão de flexão na espessura; Componentes de tensão perpendiculares perpendiculares a seção transversal Membrana Flexão Membrana Flexão Membrana Flexão Membrana Flexão Membrana Flexão Membrana (ao longo da seção transversal) Flexão (media na largura do ligamento e gradiente através da chapa) Pico Membrana Flexão Pico

Pm

Pb PL Q Pm Pb PL (Nota 1) Q Pm Pb PL Q (Nota 2) Pm Pb F Q F F 77 / 137

Inspeção de Vasos de Pressão Componente

Localização

Dentros dos limites de reforço

Bocal

Fora dos limites do reforço

Parede do bocal

Clad

Qualquer

Qualquer

Qualquer

Origem da Tensão Pressão e cargas externa, incluindo aquelas atribuídas a restrições a dilatações térmicas de tubulações conectadas Pressão e cargas externas axiais, de cisalhamento e torsonais, incluindo as restrições a dilatações térmicas de tubulações conectadas Pressão, cargas externas e momentos, excl. as restrições a dilatações térmicas de tubulações conectadas Pressão e todas as cargas externas e momentos

Tipo de Tensão Membrana geral Flexão outras que tensões devido a descontinuidades geométricas, determinada ao longo da espessura do bocal

2009 Classificação Pm

Pm

Membrana geral

Pm

Membrana

PL

Flexão

Pb

Membrana Flexão Pico Membrana Descontinuidades Flexão geométricas Pico Membrana Expansão diferencial Flexão Pico Membrana Expansão diferencial Flexão Tensão linear Distribuição de equivalente equivalente (Nota 4) temperatura radial Distrib. não linear de (Nota 3) tensões Qualquer Conc. de tensões

PL Q F PL Q F Q Q F F F Q F

F Qualquer Qualquer Notas: (1) Considerações devem ser feitas em relação a possibilidade possibilidade de deformações excessivas e “wrinkling”em vasos com elevadas relações de diâmetro e espessura; (2) Se o momento de flexão na extremidade é requerida para manter a tensão de flexão na região central em limites aceitáveis, a flexão na extremidade é classificada como P b, de outra forma, a tensão é classificada como Q; (3) Considerar a possibilidade de colapso incremental; (4) Tensão linear equivalente é definida como a distribuição distribuição de tensões lineares que possui o mesmo momento fletor da distribuição de tensões reais. Tabela 10.1 - Classificação de tensões conforme Tabela 5.6 do ASME Seção VIII – Divisão 2 –  Edição 2007  78 / 137

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Categoria de Tensões Descrição (Para exemplos, ver a Tabela 5.2)

Primárias Membrana Membrana Geral Local Tensão primária Tensão média média através da através qualquer seção. Exclui seção. Considera descontinuidades descontinuidades e concentração mas não de tensões. concentrações. Produzida Produzida somente por somente por cargas cargas mecânicas. mecânicas.

Símbolo

Pm

Pm

PL

2009

Membrana + Flexão Flexão Secundária Componente das Tensões autotensões equilibradas primárias necessárias para proporcional à satisfazer a distância para o continuidade da centróide da estrutura. Ocorre seção. Exclui em descontinuidades descontinuidades e concentrações. estruturais. Produzida Podem ser somente por causadas por cargas cargas mecânicas. mecânicas ou expansão térmica diferencial. Exclui concentradores de tensões locais. Pb Q

Pico (1) Incremento às tensões primárias ou secundárias devido a uma concentração de tensões; (2) Certas tensões térmicas que podem causar fadiga mas não distorção de forma do vaso.

F

Nota 1

S PL + P b + Q PL

SPS

1,5S

Cargas de Projeto Cargas de operação

PL + P b

1,5S

PL + P b + Q + F

Sa

NOTES : (1) This limitation applies to the range of stress intensity. The quantity S PS is defined as three times the average of the tabulated S values for the highest and lowest temperatures during the operating cycle. In determination of the maximum primary-plus-secondary stress range, it may be necessary to consider the superposition of cycles of various origins that produce a total range greater than the range of any of the individual cycles. The value of 3.S may vary with the specific cycle, or combination of cycles, being considered since the temperature extremes may be different in each case. Therefore, care must be exercised to assure that the applicable value of 3.S for each cycle, and combination of cycles, is not exceeded. (2) Sa is obtained from the fatigue curves. The allowable stress for the full range of fluctuation is 2.S a. (3) The symbols Pm, PL, Pb, Q and F do not represent single quantities, but rather sets of six quantities representing the six stress components σt, σl, σr, τtb, τlr, and τrt.

Figura 10.2 - Categorias de Tensões conforme Figura 5.1 do ASME Seção VIII – Divisão 2 – Stress  Categories and Limits of Equivalent Stress.

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10.2 - CARACTERIZAÇÃO DAS TENSÕES  Para que ocorra o colapso do componente é necessário que toda a seção transversal do mesmo alcance o escoamento, conforme exemplificado pela figura abaixo.

+h

z z

-h

dz 2h

N M

b Membrana

z

Flexão

+

=

z

σy

σ

z

σ σy

-σy

ho

σy

σ

Parcialmente Totalmente Plástico Plástico Figura 10.3 – Plastificação inicial e formação da rótula plástica  Supondo a força “N” e o momento “M”, aplicados no elemento, que possui uma largura “b” e espessura “2h”. Seja σ(z) a tensão circunferencial atuante em qualquer ponto “z”, ao longo da espessura do componente. Para um comportamento puramente elástico, a tensão pode ser obtida pela teoria de vigas. Elástico

σ(z ) = N A + Mz I

Onde :

A = 2hb I = (2/3)bh3

Supondo um material elástico perfeitamente plástico com escoamento “ σy”, com a atuação da carga “N”, o primeiro escoamento da seção ocorre na fibra externa (z = +h). N

(2hb ) +

3M

(2bh 2 ) =

σy

(1)

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Após o escoamento, se aumentada a carga aplicada, a plastificação irá se espalhar pela parede do vaso. Para um material com comportamento perfeitamente plástico, o estado limite da viga corresponde a uma plastificação em toda a seção transversal, o que significa a formação da rótula plástica. Matemáticamente, a distribuição de tensões é expressa como : z > - ho  σy σ (z) =  z < - ho  -σy h

Nas equações de equilíbrio: M = b ∫ σzdz



−h

−h  z 2  h  z 2  o  M = σ y b  −     2  −ho  2  −h 



− ho h  M = b  σ y zdz + (− σ y )zdz  −ho  −h  

∫

 h 2 h o2   h o2 h 2   M = σ y b −  −  −   2   2 2    2

−h o h  N = b  σ y dz + − σ y dz = bσ y {(h + h o ) − (− h o + h)} −ho  −h

∫

∫

2      N   ⇒ M = σ y bh 2 −      2bσ y    

M σ y bh 2



∫





M = σ y b(h 2 − ho2 )

N = 2bhoσy ⇒ h o =









N 2bσ y

  N2   M 2 = h 1−  2 2 2     4b h σ y   σ yb    

2

  N    =1 +   2 bh σ y    

Condição Limite

Considerando ainda as seguintes restrições:

(2)

M / ( σy.b.h2) ≤ 1

[N / (2.b.h.σy)]2 ≤ 1 É possível obter o gráfico de interação de carregamentos, conforme figura a seguir.

Figura 10.4 – Curvas de Plastificação Inicial e Formação da Rótula Rótula Plástica  81 / 137

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Para uma viga em flexão pura (N = 0), o momento limite é dado por : M L = σy.b.h2 Se utilizada a equação (1), verifica-se que o momento necessário para o início do escoamento na fibra mais externa é : M Y = (2/3).σy.b.h2. Conclui-se que M L / MY = 1,5. Se substituirmos N / 2.b.h = P m (tensão elástica de membrana) e 3M / (2.b.h 2) = Pb (tensão elástica de flexão, é possível modificar o gráfico anterior). Através da equação (1), temos : P m + Pb = σy  Condição do início do escoamento A condição limite é dada pela equação (2) : (2/3)(P b / σy) + (Pm / σy)2 = 1 Considerando as limitações adicionais: Pm ≤ (2/3)σy (Pm + Pb) ≤ σy Obtêm-se o gráfico utilizado pelo código ASME para limites de tensões para carregamentos primários, representado pela figura abaixo. σmax Pm + Pb Pm + Pb = 1,67 σy

σy

=

σy

2 Pb 3 σy

2

 P   +  m  = 1  σ y  

N 2bh 3 M Pb = 2 bh 2

Pm =

(Pm + Pb ) =1 σy 1,0

Pm + Pb ≤ σ y

CONDIÇÃO LIMITE

ESCOAMENTO INICIAL

REGIÃO DE PROJETO

Pm =1 σy 0

Pm ≤ 2 3 )σ y

2/3

1,0

Pm σy

Figura 10.5 – Limites admissíveis para tensões primárias  A figura acima apresenta a tensão generalizada de membrana limitada (2/3) σy, de forma a evitar uma plastificação devido a tensões de membrana na parede do componente. A combinação de tensões de membrana e de flexão fica limitada a σy, admitindo a plastificação inicial inicial da fibra f ibra mais solicitada.

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Para as tensões secundárias, o limite de tensões é função do comportamento da acomodação de tensões. No primeiro ciclo de tensões térmicas ocorre uma plastificação e redução do nível de tensões devido à característica auto-limitante das tensões secundárias. Essa acomodação permite que as tensões possam alcançar um limite correspondente ao range elástico do material (limite de shakedown), equivalente a 2.S y (duas vezes a tensão de escoamento), conforme representado pela figura abaixo. 2.0 2. 0

Limite Limite de Sh akedown

1.5 1. 5

A

1.0 1. 0

B

  y 0.5 0. 5    S    /    S

Range elástico = 2.Sy

0.0 0. 0

-0.5

Pm + Pb + Q < 3.Sm -1.0

C 0 .0

0 .5

1 .0

1 .5

2 .0

ε / εy

Figura 10.6 – Shakedown  Se ultrapassado o limite de range elástico, o componente pode apresentar um comportamento descrito como “Plasticidade Reversa”, onde deformações plásticas alternadas ocorrem a cada ciclo, propiciando o fenômeno de fadiga de baixo ciclo, conforme indicado na figura a seguir. 2.0 2. 0

Plasticidade Reversa

1.5 1. 5

B

A

1.0 1. 0

E

  y 0.5 0. 5    S    /    S

0.0 0. 0

Range elástico = 2.Sy -0.5 -1.0

Pm + Pb + Q < 3.Sm C

D 0 .0

0 .5

1 .0

1 .5

2 .0

2 .5

ε/ε Figura 10.7 – Plasticidade Reversa 

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Para tensões atuantes ainda maiores, ocorre um acúmulo de deformações a cada ciclo, ocasionando ocasionando o comportamento denominado de colapso incremental ou “ratchetting”, representado pela figura abaixo. 2 .0

Colapso Incremental 1 .5

E

A

1 .0

B I

F M

J

  y 0 .5    S    /    S

0 .0

Range elástico = 2.Sy -0.5 -1.0

Pm + Pb + Q < 3.Sm D

H C

0 .0

0 .5

L G

K 1 .0

1 .5

2 .0

2 .5

3 .0

ε/ε Figura 10.8 – Colapso Incremental 

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A interação entre carregamentos secundários e primários é descrita pela figura a seguir, que representa, para uma combinação definida de tensões primárias e secundárias, o comportamento esperado da estrutura. Este gráfico, gr áfico, denominado diagrama de Bree é característico da cada estrutura e são utilizadas técnicas numéricas para sua obtenção.

Ssecundária /Sy σ

ε

σ

σ

ε

2

Fadiga de Baixo Ciclo

1

σ

ε

σ

ε

ε

Ratchetting

Colapso

Shakedown elástico

Comportamento totalmente elástico

0 0

1

Sprimária /Sy

Figura 10.9 - Interação entre Tensões Primárias e Secundárias 

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11 – FADIGA 11.1 - INTRODUÇÃO  INTRODUÇÃO  DEFINIÇÃO 1 (Autor): Fadiga é um mecanismo de dano associado à aplicação de ciclos de  carregamento simples ou aleatórios que provocam a iniciação e propagação de defeitos no material, e que levam à condição de ocorrência de falha em níveis de carregamento abaixo da resistência  estática inicial da estrutura. DEFINIÇÃO 2 (ASTM): Fadiga é um processo de alteração estrutural de caráter permanente, progressivo e localizado, que ocorre em um material sujeito a condições que produzam tensões ou  deformações cíclicas em um ponto ou em vários pontos do componente, e que podem ocasionar  trincas e fratura completa após um número suficiente de ciclos de variações de carregamento. A presença de carregamentos carregamentos cíclicos com tensões geradas abaixo do escoamento do material pode ser suficiente para a nucleação de trincas em pontos de concentração de tensões ou imperfeições superficiais do material, e sua posterior propagação até a falha do componente. Após iniciadas, a taxa de crescimento destas trincas possui grande dependência de fatores metalúrgicos, sendo, portanto necessário um estudo baseado em resultados muitas vezes obtidos em laboratórios. O desenvolvimento progressivo de uma trinca ocorre sob influência de aplicações repetidas de tensão, que muitas vezes são inferiores às necessárias para provocar a fratura do componente sob carga monotonicamente crescente ou à tensão de escoamento do material. A fadiga de alto ciclo é caracterizada por variações de tensões controladas e inferiores ao escoamento do material, a deformação plástica é limitada a pontos de concentração de tensões (pequenas deformações plásticas). A variação de tensão é a variável controlada. A fadiga de baixo ciclo, ao contrário da anterior, se caracteriza por deformações plásticas em nível mais elevado, não se restringindo apenas aos pontos de concentração de tensões. A variação de tensões é nesse caso superior ao escoamento do material. A deformação é a variável controlada . Os resultados de uma metodologia de fadiga baseado em tensões (SN) ou deformações ( εN), normalmente são obtidos para ensaios em corpos de prova com tensão média baixa ou nula. O comportamento do material à fadiga é dependente de fatores metalúrgicos do material, acabamento superficial do componente, presença de concentradores de tensões, nível de variação de tensões ou deformações, nível de tensão média no ciclo, seqüência de carregamento, tipo de carregamento, presença de sobrecargas trativas ou compressivas, meio agindo sobre o material, estatística e variabilidade de comportamento do material, e outros. Verifica-se que a previsão de vida útil de um componente cujo mecanismo de dano à fadiga se manifeste não é simples e pode envolver um estudo elaborado. A forma mais comum de tratar desse problema complexo é a definição de uma norma de projeto e uso dos critérios estabelecidos por ela. O processo de fadiga envolve as seguintes fases, representadas na figura abaixo. Nucleação da  trinca 

Crescimento  microscópico da trinca 

Propagação da  trinca 

Falha final 

Período Períod o de Propagação Propagação

Período Períod o de Iniciação Iniciação Vida Útil à Fadiga

Figura 11.1 – Processo de dano por fadiga  A engenharia de inspeção e o controle das estruturas têm o campo de atuação centrado no período de propagação, no entanto, a previsão de vida útil através de metodologias tradicionais de projeto, contempla a fase de iniciação, propagação propagação e falha da trinca.

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A figura a seguir faz uma representação da vida útil à fadiga de uma descontinuidade propagando no material. Como citado anteriormente, a fadiga envolve uma fase de iniciação, não detectável pela inspeção da estrutura, e que pode corresponder a um percentual elevado da vida útil do componente. NR = NI + NP NI: número de ciclos de iniciação; NP: número de ciclos de propagação. Vida Finita   a Vida Infinita   c   n 1m    i   r    t A partir de uma trinca   o   r 100 mm Trinca detectada por END   c   a    M 10 mm Trinca não propaga 1 mm A partir de uma   a inclusão   c 100 µm Trinca sem propagação   n    i   r    t   o   r   c    i    M

  o    ã   ç   a    i   c    i   n    I

10 µm Tamanho de grão

1 µm A partir de uma Superfície polida

1000 A 100 A 10 A 1A 0

Distância interatómica 20

60 80 100% % Vida útil à fadiga Figura 11.2 – Esquematização da vida útil à fadiga de um componente  Para a caracterização de um ciclo de carregamento na estrutura pode-se considerar considerar uma variação de tensões constante entre um valor máximo ( σmáx) e um valor mínimo ( σmín), e assim definir a amplitude da variação de tensões ( σa) e a tensão média ( σm), como abaixo.   o    ã   s   n   e    T

40

1 ciclo de tensão

  a

     σ

  a    i    d   e   m   m   o      σ    ã   s   n   e    T

  a

     σ

   2

  x   a   m

  o   a    ã   m   i   n   s   i   m   n   i   n      σ   e    T  m

  o      σ    ã  ,   s   a   n   m   e   i    T   x   a   m

Tempo

Figura 11.3 – Variação cíclica de tensões  σa = (σmáx - σmín) / 2

σm = (σmáx + σmín) / 2

O “range” de variação de tensões corresponde a 2. σa = (σmáx - σmín). 87 / 137

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O ciclo de carregamento representado na figura anterior é uniforme e muitas vezes correspondem a uma “idealização de projeto”. De forma geral o carregamento cíclico real da estrutura possui um caráter mais aleatório que dificulta a avaliação da vida útil à fadiga.

Tensão

Tempo

Figura 11.4 – Representação de um carregamento cíclico aleatório 

Figura 11.5 – Falha por fadiga em fuselagem de avião 

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11.2 – CURVA SN  Como parte de um estudo de causas de falha de eixos de vagões ferroviários, Wohler entre 1852 e 1869, desenvolveu máquinas de ensaios de flexão rotativa e concluiu por algumas das leis de comportamento à fadiga, quais sejam: a. O aço pode falhar sob um nível de carregamento inferior ao limite limite exigido para o comportamento estático e também inferior a tensão de escoamento quando o carregamento é aplicado um número determinado de ciclos; b. A falha não ocorre, independente do número de ciclos aplicados, para um nível de carregamento inferior a um limite de fadiga, característico do material. Este estudo permitiu a definição da denominada curva SN do material.

Figura 11.6 - Resultados de ensaios de fadiga com flexão rotativa obtidos por Wohler  Apesar dos resultados de Wohler, observa-se que alguns materiais, tais como o aço e o titânio, descrevem um valor assintótico denominado como tensão limite de fadiga. Outros materiais, tais como o alumínio e ligas de cobre, não possuem um limite de fadiga bem estabelecido. Para estes materiais convenciona-se como limite de fadiga a tensão correspondente a 10 8 ciclos na curva SN.    )   g   o    l    (

∆σ ∆ σ [+] Ciclo de Tensões

  o

     σ σ       ∆ ∆

N

0 Aço ou titânio

[-]

Ligas de alumínio ou cobre σfo - Tensão limite de fadiga 10 a 10

Figura 11.7 – Exemplos de curvas SN e limites de fadiga 

σfo σo

10

Nr (log) 10 89 / 137

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As tabelas a seguir indicam relações entre os valores de resistência e limite à fadiga com o limite de resistência do material para as diversas solicitações e materiais. Tabela 11.1 – Limite à fadiga de materiais  Material Se N Condição Ferro Fundido 0,35.SR Ligas de Cobre 0,25 a 0,5.S R 2 x 107 Latão 0,22.SR 0,40.SR 108 Extrudada Ligas de Magnésio 8 0,36.SR 10 Forjada Ligas de Titânio 0,40 a 0,70.S R Liga de Zinco 0,17.SR Aços Fundidos 0,48.SR

Tabela 11.2 – Limite e resistência à fadiga de aços 

Aços Forjados Aços Inoxidáveis

Nf (ciclos)

Flexão Rotativa

103 106

Sf = 0,8.SR Se = 0,5.SR Se = 0,4.SR

Axial, tração / compressão Sf = 0,75.SR Se = 0,425.SR

Torção alternada Sf = 0,68.SR Se = 0,29.SR

Tabela 11.3 - Cyclic endurance limit of some common engineering alloys. Material Condition σTS (MPa) σy (MPa) σe (MPa) a  All alloys  2024 T3 483 345 138 6061 T6 310 276 97 b  Steels  1015 Annealed 455 275 240 1015 60% CW 710 605 350 1040 Annealed 670 405 345 4340 Annealed 745 475 340 o ƒ 4340 1950 1640 480 Q&T (204 C) o ƒ 4340 1260 1170 670 Q&T (538 C) ƒ o HY140 1030 980 480 Q&T (538 C) a 8 Endurance limit based on 5 x 10 cycles. Source: Aluminum Standards and Data , The Aluminum Association, New York, 1976. b Endurance limit based on 10 7 cycles. Source: Structural Alloys Handbook, Mechanical Properties Data Center, Traverse City, Michigan, Michigan, 1977. ƒ Refers to quenched and tempered condition; the data within parentheses refer to tempering temperature.

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Tabela 11.4 - Fatigue Endurance Limit of Selected Engineering Alloys  σts σys σf Material Condition MPa (ksi) MPa (ksi) MPa (ksi) a  7  Steel Alloys  (Endurance limit based on 10  cycles) 1015 Cold drawn–0% 455 (66) 275 (40) 240 (35) 1015 Cold drawn–60% 710 (102) 605 (88) 350 (51) 1040 Cold drawn–0% 670 (97) 405 (59) 345 (50) 1040 Cold drawn–50% 965 (140) 855 (124) 410 (60) 4340 Annealed 745 (108) 475 (69) 340 (49) o 4340 Q&T (204 C) 1950 (283) 1640 (238) 480 (70) o 4340 Q&T (427 C) 1530 (222) 1380 (200) 470 (68) o 4340 Q&T (538 C) 1260 (183) 1170 (170) 670 (97) o HY140 Q&T (538 C) 1030 (149) 980 (142) 480 (70) o D6AC Q&T (260 C) 2000 (290) 1720 (250) 690 (100) o 9Ni-4Co-0,25C Q&T (315 C) 1930 (280) 1760 (255) 620 (90) 300M 2000 (290) 1670 (242) 800 (116) b  8  Aluminum Alloys  (Endurance limit based on 5 x 10  cycles) 1100-0 90 (13) 34 (5) 34 (5) 2014-T6 483 (70) 414 (60) 124 (18) 6061-T6 310 (45) 276 (40) 97 (14) 7075-T6 572 (83) 503 (73) 159 (23) c  7  Titanium Alloys  (Endurance limit based on 10  cycles) Ti-6Al-4V 1035 (150) 885 (128) 515 (75) Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo 895 (130) 825 (120) 485 (70) Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr 1185 (172) 1130 (164) 675 (98) c  8  Copper Alloys  (Endurance limit based on 10  cycles) 70Cu-30Zn Brass Hard 524 (76) 435 (63) 145 (21) 90Cu-10Zn Hard 420 (61) 370 (54) 160 (23) c  8  Magnesium Alloys  (Endurance limit based on 10  cycles) HK31A-T6 215 (31) 110 (16) 62–83 (9–12) AZ91A 235 (34) 160 (23) 69–96 (10–14) a Strucutural Alloys Handbook, Mechanical Mechanical Properties Data Center, Traverse City, MI, 1977. b Aluminium Standards and Data, 1976, The Aluminum Association, New York, 1976 (See source for restrictions on use of data in design). c Materials Engineering Engineering 94 (6) (Dec.1981), Penton/IPC Publication, Publication, Cleveland, OH.

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As curvas SN para um número de ciclos superior a 10 4 a 105 definem um comportamento elástico do material. Para valores inferiores, a fadiga pode estar sendo estabelecida pelas deformações plásticas. Se obtida a amplitude de deformação total como sendo a soma da parcela elástica e a parcela plástica da deformação, obtêm-se: ∆εT / 2 = ∆εe / 2 + ∆εp / 2 NOTAÇÃO: ∆εe / 2: amplitude de deformação elástica; E: módulo de elasticidade; σa: amplitude de tensão; σf’: coeficiente de resistência à fadiga (interseção em 2N f = 1) Nf: ciclos reversos completos até a fratura por fadiga 2Nf: número de ciclos reversos até a fratura b: expoente de resistência à fadiga ∆εp / 2: amplitude de deformação plástica εf’: coeficiente de ductilidade à fadiga c: expoente de ductilidade à fadiga (propriedade do material entre -0,5 e -0,7)

Para o comportamento elástico (Relação de Basquin): ∆εe.E / 2 = σa = σf’(2Nf)b 10000    ]   a    P    M    [   s   a   c    i    t   s    á    l    E   s   e 1000    õ   s   n   e    T   u   o   o    ã   ç   a   m   r   o 100    f   e    D   e    d   e    d   u    t    i    l   p   m    A

10 1,0E+00

Fadiga de Alto Ciclo - Regime Elástico Elástico ' = 1200 MPa (Fatigue Strength Coefficient)

σ f

σa

= σ 'f(2Nf)b = 1200.(2Nf)-0,09

Fatigue Strength Expoen t (slope): (slope): b = -0,09

1,0E+01

1,0E+02

1,0E +03

1,0E +04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

Número de Ciclos Reversos (2N ) f

Figura 11.8 – Comportamento à fadiga de alto ciclo 

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Para o comportamento plástico (Relação de Mason-Coffin): ∆εp / 2 = εf’.(2Nf)c 1,0E+00

Fadiga de Baixo Baixo Ciclo - Regime Elasto-Plás Elasto-Plástico tico ' = 0,58 (Fatigue Ductility Coefficient)

ε f

1,0E-01

  a   c    i    t   s    á    l    P   o    ã 1,0E-02   ç   a   m   r   o    f   e    D   e    d 1,0E-03   e    d   u    t    i    l   p   m    A

∆ε p

/ 2 = ε 'f(2Nf)c = 0,58.(2Nf)-0,57

Fatigue Ductility Ductility Expoent E xpoent (slope): c = -0,57

1,0E-04

1,0E-05 1,0E+00

1,0E+01

1,0E +02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

Número de Ciclos Reversos (2Nf)

Figura 11.9 – Comportamento à fadiga de baixo ciclo  Se somadas as parcelas elástica e plástica das amplitudes de deformações, é possível descrever a curva de fadiga SN. ∆εT / 2 = ∆εe / 2 + ∆εp / 2 = σf’(2Nf)b / E + εf’.(2Nf)c 1,0E+06

Curva Curva Fadiga - SN 1,0E+05

Alto Ciclo Baixo Ciclo Curva SN (soma dos efeitos)

   ]   a    P    M    [   s   e 1,0E+04    õ   s   n   e    T   e    d   e    d 1,0E+03   u    t    i    l   p   m    A

1,0E+02

1,0E+01 1,0E+00

1,0E+01

1,0E+02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

Número de Ciclos Reversos (2Nf)

Figura 11.10 – Curva SN de fadiga (alto ciclo + baixo ciclo)

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Inspeção de Vasos de Pressão Tabela 11.5 - Cyclic strain-life data for some engineering metals and alloys  Material Condition σy♣ (MPa) σf’ (MPa) All alloysƒ 1100 annealed 97 193 2014 T6 462 858 2024 T351 379 1103 5456 H311 234 724 6075 T6 469 1317 Steelsƒ 1015 Aircooled 228 827 4340 tempered 1172 1655 Ti alloysƒ Ti-6Al-4V solution-treated + aged 1185 2030 Ni-base alloysƒ Inconel X annealed 700 2255

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εf’

b

C

1,80 0,42 0,22 0,46 0,19

-0,106 -0,106 -0,124 -0,110 -0,126

-0,69 -0,65 -0,59 -0,67 -0,52

0,95 0,73

-0,110 -0,076

-0,64 -0,62

0,841

-0,104

-0,69

1,16

-0,117

-0,75

ƒ

Source: Osgood, 1982 ♣ Refers to the monotonic yield strength

As metodologias de projeto à fadiga utilizam a definição de classes para as juntas soldadas, que consideram a geometria, a direção das tensões alternadas e os métodos de fabricação e inspeção da  junta soldada. soldada. As tabelas de classificação classificação do detalhe detalhe estrutural soldado soldado das normas são baseadas na geometria da junta e na direção dominante do carregamento. Conforme norma inglesa PD-5500 – Anexo C, as curvas de fadiga são definidas pela equação: S rm.N = A Onde: Sr – range de variação de tensões; m – inclinação da curva (m = 3,0 para curvas de espécimes soldados; m = 3,5 para a curva C, correspondente correspondente a espécimes sem solda);

Figura 11.11 – Curvas SN – juntas soldadas 

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Tabela 11.6 - Table C.1 Details of fatigue design curves  Constants of S-N curve Stress range at N 7 7 = 107 cycles Class for N < 10 cycles for N > 10 cycles [N/mm2] m A[2] m A[2] C[1]  3.5 4.22 x 1013 5.5 2.55 x 1017 78 3 1.52 x 1012 5 4.18 x 1015 53 D  12 15 3 1.04 x 10 5 2.29 x 10 47 E  3 6.33 x 1011 5 1.02 x 1015 40 F  3 4.31 x 1011 5 5.25 x 1014 35 F2  3 2.50 x 1011 5 2.05 x 1014 29 G  3 1.58 x 1011 5 9.77 x 1013 25 W  [1] If Sr > 766 N/mm 2 or N < 3380 cycles, use class D curve [2] for E = 2.09 x 10 6 N/mm2 As curvas de fadiga do PD-5500 foram f oram obtidas para uma curva média subtraída de 4(quatro) desvios padrões, correspondendo a um probabilidade de falha bastante reduzida. Essas curvas representam um fator de redução de 2,2 na amplitude de tensões e 15 no número de ciclos, em relação as curvas médias. Cabe observar que os pontos experimentais obtidos para o traçado das curvas médias foram determinados para espécimes com solda, cujos tipos de soldas são representados pelas classes de  juntas soldada. soldada. 11.3 – MÉTODOS DE MELHORIA NA VIDA À FADIGA Diversos são os métodos empregados para a melhoria do comportamento do material à fadiga. Basicamente a ação destes métodos consiste na redução de tensões residuais ou imposição de um campo de tensões compressivo e pela redução de concentradores de tensões geométricos. São descritos a seguir os métodos mais utilizados utilizados na indústria. 11.3.1 - MÉTODOS GRIDING E TIG DRESSING  São métodos que se baseiam na remoção ou redução da dimensão da solda e extensão do período de iniciação de trincas. GRIDING:  O objetivo principal é remover ou reduzir o concentrador de tensões no pé da solda.

Figura 11.12 – Equipamento para a operação de griding  A qualidade da remoção depende da habilidade do operador.

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Figura 11.13 – Esquematização da operação de griding 

Figura 11.14 – Perfil de solda com remoção do concentrador de tensões 

Figura 11.15 – Perfil desejável para a remoção do concentrador de tensões no pé da solda  96 / 137

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Figura 11.16 – Soldas com e sem a qualidade na operação de griding  TIG DRESSING:  O objetivo do método é remover defeitos no pé da solda pela re-fusão do material, o que reduz o concentrador de tensões local. Alguns parâmetros comuns para esta operação são os seguintes: Gás da atmosfera de soldagem Argonio ou Argonio + Hélio Diâmetro Diâmetr o do eletrodo 3,0 a 4,0 mm Voltagem 12 a 17 V Corrente 160 a 250 Amp Velocidade de soldagem 80 a 160 mm/min

Figura 11.17 – Operação de TIG dressing e range de variáveis para aplicação 

Eletrodo não utilizado

Eletrodo contaminado, utilizado em chapa oxidada

Figura 11.18 – Eletrodos novo e usado – TIG dressing  97 / 137

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Figura 11.19 – Posição / orientação do TIG dressing 

Figura 11.20 – Posição de re-fusão e conseqüência na geometria final da solda 

Figura 11.21 – Solda em ângulo, antes e após o TIG dressing  98 / 137

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11.3.2 - MÉTODOS MARTELAMENTO (HAMMER PEENING), NEEDLE PEENING E SHOT  PEENING  São métodos que se baseiam na redução das tensões residuais e geração de um campo de tensões compressivo na região da solda. MARTELAMENTO: Efetuado durante a soldagem ou na solda final acabada.

Figura 11.22 – Equipamento para martelamento 

Figura 11.23 – Efeito deletério do martelamento 

Figura 11.24 – Esquema de operação de martelamento 

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Aceitável

Não aceitável

Figura 11.25 – Solda com e sem martelamento aceitável  NEEDLE PEENING: Operação similar ao martelamento, realizada com equipamento equipamento que possui uma ferramenta com geometria diferente, como se fossem martelos com diâmetro reduzido. reduzido.

Figura 11.26 – Equipamento para a operação de Needle Peening 

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SHOT PEENING: Operação realizada com o choque de granalhas de metal de encontro à superfície alvo. Constata-se a geração de um campo de tensões compressivo na superfície, o que aumenta o tempo de iniciação de trincas

Figura 11.27 – Campo de tensões residuais compressivo após aplicação do shot peening 

Figura 11.28 – Benefícios do shot peening na vida à fadiga de aços com diferentes níveis de  resistência mecânica. mecânica. O limite de fadiga para 2 x 10 6  ciclos versus a resistência mecânica do material  é apresentado no gráfico.

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11.4 – CRITÉRIOS DO CÓDIGO ASME SEÇÃO VIII – DIVISÃO 2  11.4.1 – CONCEITOS BÁSICOS  Uma avaliação da fadiga deve ser realizada se o componente é sujeito a operação cíclica, baseda no número de ciclos aplicados e a variação de tensões em um ponto do componente. De acordo com o ASME Seção VIII – Divisão 2, Part 5.5 (Protection Against Failure From Cyclic Loading), o projeto considerando fadiga deverá ser realizado a partir da avaliação de critérios definidos para os ciclos previstos de carregamento para o equipamento. equipamento. As curvas de fadiga são tipicamente representada através de espécimes usinados, com e sem soldas. Os espécimes com soldas utilizam detalhes de solda consistentes com a qualidade da fabricação do equipamento. equipamento. Os espécimes sem soldas podem ser utilizados para a avaliação de componentes com ou sem soldas, mas os espécimes com soldas devem ser utilizados apenas para componentes na região das soldas. Os espécimes sem soldas são aplicáveis para um número de ciclos acima do número máximo definidos pelas curvas. Os espécimes com soldas podem ser utilizados para qualquer número de ciclos. Somente as tensões variáveis devem ser consideradas para a avaliação de fadiga, desde que as curvas sejam ajustadas para o valor da tensão média. As curvas de fadiga do código ASME baseadas em espécimes sem soldas são ajustadas para o máximo efeito de tensões e deformações médias. As curvas de fadiga do código ASME para espécimes com solda incluem ajustes explícitos para a espessura e efeitos ef eitos das tensões médias. As curvas adotadas pelo ASME são ajustadas de forma a não ser necessária à consideração da tensão média. As curvas são ajustadas para um número de ciclos N para a falha, em uma tensão alternada σa, sem a necessidade de considerar a tensão média atuante no ciclo. As curvas do código ASME Seção VIII – Divisão 2 são baseadas em variações de deformação. A tensão é calculada como um valor fictício : σ = ε.E

Figura 11.29 – Obtenção das curvas de fadiga ASME  Os fatores aplicados a variação de tensões e ao número de ciclos tem o objetivo de compensar o acabamento superficial e as dimensões do espécime. De acordo com o Anexo 3F do ASME Seção VIII – Divisão 2, as curvas de fadiga dos materiais são apresentadas para Espécimes com e sem soldas.

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11.4.2 – CURVAS DE FADIGA DE PROJETO DE ESPÉCIMEM SEM SOLDAS  As curvas de fadiga são apresentadas pelo código em termos de uma função polinominal. As constantes, Cn são fornecidas para diferentes materiais. Para aços carbono, baixas liga, Séries 4XX e aços de alta resistência, com temperatura não excedendo 371 oC (700oF) onde σuts ≤ 552 MPa (80 ksi), os valores são indicados na Tabela 3.F.1. O número de ciclos de projeto, N, podem ser calculados pela equação a seguir ou da Tabela 3.F.10 baseado na amplitude de tensões, S a, que é determinada de acordo com a Part 5 do ASME Seção VIII – Divisão 2.   E T    E   FC  

N = 10 X.

2

3

4

5

  S     S     S     S     S   C1 + C 3  a  + C 5  a  + C 7  a  + C 9  a  + C11  a   Cus    C us    Cus    Cus    C us   Onde: X = 2 3 4 5   S a     S a     S a     S a     S a    + C 4   + C 6   + C 8   + C10   1 + C 2  C C C C C   us     us     us     us     us  

Cus : fator de conversão, C us = 1,0 para tensões em ksi e C us = 6,894757 para tensões em MPa.

Tabela 11.7 – Reprodução da Tabela 3.F.1 – Coeficients for Fatigue Curve 110.1 – Carbon, Low  Alloy, Series 4XX, High Alloy Steels, and High Tensile Strength Steels for Temperatures not  Exceeding 371o C (700 o F) - σ  uts  ≤  552 MPa (80 ksi) Coefficients, Ci 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Note: EFC = 195E3 MPa (28,3E3 ksi)

48 ≤ Sa < 214 (MPa) 7 ≤ Sa < 31 (ksi) 2,254510E+00 -4,642236E-01 -8,312745E-01 8,634660E-02 2,020834E-01 -6,940535E-03 -2,079726E-02 2,010235E-04 7,137717E-04 0,0 0,0

214 ≤ Sa ≤ 3999 (MPa) 31 ≤ Sa ≤ 580 (ksi) 7,999502E+00 5,832491E-02 1,500851E-01 1,273659E-04 -5,263661E-05 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

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Curvas Fadiga ASME Seção VIII - Divisão 2 10000

3.F.1 3.F.2 3.F.3 3.F.4 Curva A 3.F.4 Curva B 3.F.5 Curva C 3.F.5 3.F.6 3.F.7 3.F.8 3.F.9 (2) 3.F.9 (3)

   ]   a    P 1000    M    [   s   e    õ   s   n   e    T 100   e    d   e    d   u    t    i    l   p   m 10    A

1

   0    0   +    E    0  .    1

   1    0   +    E    0  .    1

   2    0   +    E    0  .    1

   3    0   +    E    0  .    1

   4    0   +    E    0  .    1

   5    0   +    E    0  .    1

   6    0   +    E    0  .    1

   7    0   +    E    0  .    1

   8    0   +    E    0  .    1

   9    0   +    E    0  .    1

   0    1   +    E    0  .    1

   1    1   +    E    0  .    1

Número de Ciclos

Figura 11.30 – Curvas de Fadiga do Código ASME Seção VIII – Divisão 2 

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12 – MATERIAIS 12.1 – INTRODUÇÃO  A seleção dos materiais adequados a cada uma das partes de um vaso de pressão é um dos problemas mais difíceis para o projetista do equipamento. Os fatores gerais de influência na seleção de materiais são:  Condições de serviço do equipamento (Pressão e Temperatura de Operação);  Nível e natureza das tensões atuantes; ,impurezas, etc...);  Fluídos em contato (Natureza e concentração ,impurezas,  Custo e Segurança;  Facilidade de fabricação (Soldabilidade, conformação, etc...);  Tempo de vida previsto para o equipamento;  Disponibilidade;  Experiência prévia. Para os cascos, tampos e todas as outras partes do vaso submetidas à pressão exige-se que sejam especificados no projeto materiais qualificados. Como regra geral só são admitidos materiais qualificados reconhecidos reconhecidos pelas normas ASME Seção II e Seção VIII. O material mais comumente utilizado na construção dos vasos de pressão é o aço carbono ou aço de baixa liga. Os tipos de aço carbono mais utilizados ,na faixa de temperatura recomendável, que e de - 45oC a 450oC, são: SA-285 Gr C; SA-515 Gr 60 e Gr 70; SA-516 Gr 60 e 70. Um aço carbono, de qualidade estrutural, também bastante utilizado é o SA-283 Gr C. O Código permite a utilização desse material, mesmo para partes pressurizadas, com as seguintes recomendações: - Não se destinar a fabricação de caldeiras. - A temperatura de projeto estiver entre –29 oC e 343oC. - A espessura utilizada for inferior a 5/8 in. Numa faixa de temperatura mais elevada e para serviços com hidrogênio são muito utilizados os aços liga Mo e Cr-Mo, sendo os mais comuns os seguintes: SA-204 Gr A/B/C (1/2 Mo); SA-387 Gr 11 (1 1/4 Cr - 1/2 Mo) ; SA-387 Gr 22 (2 1/4 Cr - 1 Mo). Numa faixa de temperatura mais elevada seriam indicados os aços inoxidáveis, sendo que os austeníticos em temperaturas mais altas. SA-240 Gr 304 (AISI 304); SA-240 Gr 304 L (AISI 304 L); SA-240 Gr 316 (AISI 316); SA-240 Gr 316 L (AISI 316 L); SA-240 Gr 321 (AISI 321); SA-240 Gr 405 (AISI 405); SA-240 Gr 410 (AISI 410) Em baixas temperaturas são utilizados: - Aços Liga ao Níquel: SA-203 GrA/GrB(2 1/4 Ni); SA-203 GrD/GrE(3 1/2 Ni); SA-353(9 Ni); - Aços Inoxidaveis Inoxidaveis Austeníticos. - Metais não ferrosos: Ligas de Alumínio/Magnésio : SB-209 (5083) Ligas de Alumínio/Silício : SB-209 (6061). Muitas vezes, quando além da resistência mecânica e necessário que o material seja resistente à corrosão, torna-se necessário a utilização de chapas revestidas. Neste caso a chapa base, que resistirá aos esforços mecânicos é usualmente de aço carbono e a chapa de revestimento bem fina, de um material nobre como aço inoxidável, níquel e ligas. 105 / 137

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DIVISÃO EM CLASSES Classe I: Partes da parede de pressão de vaso em contacto com o fluido de processo (cascos, tampos, pescoços de bocais, flanges, flanges cegos, etc.) e outras partes pressurizadas em contacto com o fluido de processo (espelhos, p.ex.). Esta classe inclui também as partes internas soldadas aos vasos e submetidas a esforços principais (anéis, chapas e outros elementos de suporte de bandejas, grades, tampos internos, etc.). Esta classe inclui também os reforços (de qualquer tipo) das aberturas na parede de pressão do vaso. Classe II: Partes da parede de pressão do vaso não em contacto com o fluido f luido de processo, exceto os reforços das aberturas, incluídos na Classe 1, (reforços externos, reforços de vácuo, etc.).

Classe III: Partes internas soldadas ao vaso mas não submetidas a esforços principais

(chicanas, defletores, quebra-vórtice, vertedores, etc). Partes externas soldadas ao vaso, submetidas a esforços em operação, como por exemplo, suporte de qualquer tipo (saias, colunas, berços, etc) elementos de sustentação de escadas, plataformas, tubulações externas, etc. Para os suportes, esta classe inclui somente as partes dos suportes diretamente soldadas ao vaso ou muito próximas do mesmo. Classe IV: Partes internas desmontáveis (não soldadas ao vaso), como por exemplo, bandejas, borbulhadores, borbulhadores, grades, vigas sustentação, distribuidores, distribuidores, feixes tubulares, t ubulares, etc.). Classe V: Partes de suportes de qualquer tipo não incluídos na Classe III e VI. Para todas as partes desta Classe a temperatura de projeto é sempre a temperatura ambiente. Classe VI: Partes externas, diretamente soldadas ao vaso, mas submetidas a esforços apenas em montagem, manutenção, desmontagem, etc., como por ex. olhais de suspensão, turcos, etc. Para todas as partes desta Classe a temperatura do projeto é sempre a temperatura ambiente. Classe da Parte do Vaso Considerada

Material Básico do Vaso Aço carbono

Aços liga, aços Aço carbono para baixas inoxidáveis e metais não temperaturas ferrosos

I

Material do casco

Material do casco

II

Material do casco

Material do casco

III

Aço carbono de qualidade Aço carbono para baixas estrutural temperaturas

Material do casco Material com o mesmo “P number” do material do casco Material com o mesmo “P number” do material do casco (ver nota)

IV

Materiais especificados em cada caso

Materiais especificados em cada caso

V

Aço carbono de qualidade Aço carbono de qualidade Aço carbono de qualidade estrutural estrutural estrutural

VI

com o mesmo “P Aço carbono de qualidade Aço carbono de qualidade Material number” do material do estrutural estrutural casco

Materiais especificados em cada caso

Nota – Deve ser empregado o mesmo material do casco, quando for exigido por motivo de resistência à corrosão. Obs: Os aços para partes pressurizadas devem apresentar o teor de carbono não superior a 0,30%, sendo que para chapas do casco e tampo exige-se que o teor de carbono não seja superior a 0,26%. Tabela 12.1 – Classes de Materiais 

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12.2 – COMPORTAMENTO EM ALTAS TEMPERATURAS  A partir de determinada temperatura, característica de cada metal ou liga metálica, o material tornase sujeito a um processo de deformação plástica ao longo do tempo, provocado por uma tensão que pode mesmo ser inferior ao limite de escoamento do material, a este fenômeno denominamos fluência (creep). A fluência ou creep é um fenômeno ativado pela temperatura e possui conseqüências relacionadas a tensão atuante e o tempo de trabalho em temperaturas acima do limite de fluência do material. Corresponde a um acúmulo de deformações plásticas decorrente da redução pela temperatura da energia envolvida em contornos de grão e inclusões na matriz em manter o equilíbrio entre o encruamento e o amolecimento do material. As deformações, se mantidas as condições de tensões e temperatura elevadas, levam a falha após algum tempo de operação. Em termos práticos normalmente a fluência é importante acima de 0,3.T f, onde Tf é a temperatura de fusão, em graus Kelvin; para aços carbono a temperatura de fluência situa-se em torno de 370 oC. Relacionando-se a progressão da deformação por fluência com o tempo decorrido, obtém-se o que denominamos a curva típica de fluência, representada na figura abaixo. Deformação

D

a

1 Fase

a

a

2 Fase

3 Fase

Ruptura

C B A

Tempo

Figura 12.1 – Curva típica de comportamento à fluência  Na 1a fase, onde a taxa de deformação por fluência d ε /dt é decrescente, predominam predominam os mecanismos mecanismos a de encruamento sobre os de amolecimento; na fase 2 ocorre um balanço entre estes dois mecanismos, com d ε /dt cte; na 3a fase ocorre deformação localizada e uma aceleração nas taxas de deformação. A 1 a fase é também chamada de primaria ou transiente, a 2 a fase de secundária ou estacionária e a 3 a fase de terciária. A fim de prevenir-se excessivas deformações e uma ruptura prematura, no código ASME Seção VIII, Divisão 1 foram estabelecidos limites satisfatórios para as tensões em temperaturas acima da temperatura de fluência. A tensão admissível, como já vimos anteriormente, é o menor valor entre:   

100% da tensão média para d ε /dt de 0,01% em 1.000 horas. horas. 67% da tensão média para ruptura em 100.000 horas. 80% da tensão mínima para ruptura em 100.000 horas.

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A comparação entre os critérios para fixação das tensões admissíveis em temperaturas abaixo e acima da temperatura de fluência podem ser muito bem visualizadas na figura abaixo. Efeito Dominante Tensão Admissível Fluência Limite Resistência Limite Resistência / FS

Tensão que causa 1% de deformação em 100.000 h Temperatura

Figura 12.2 – Tensões admissíveis abaixo e acima da temperatura de fluência  Independentemente Independentemente dos limites de temperatura estabelecidos no ASME, indicamos na tabela abaixo os limites de temperatura para partes pressurizadas pressurizadas e não pressurizadas dos vasos. Os limites para partes pressurizadas foram estabelecidos em função da resistência à fluência do material; os limites para as partes não pressurizadas na temperatura de escamação do material. Material

Temperatura Limite de Utilização ( °C) Partes Pressurizadas Partes Não Pressurizadas Pressurizadas 150 530 400 530 450 530 500 530 530 530 530 570 480 600 480 600 600 800 400 800 600 1100

Aço carbono de qualidade estrutural. Aço carbono não acalmado Aço carbono acalmado ao Si. Aço liga ½ Mo. Aço liga 1 ¼ Cr, ½ Mo. Aço liga 2 ¼ Cr, 1 Mo. Aço liga 5 Cr, Mo. Aço inoxidável : 405, 410, 410S. (3) Aço inoxidável inoxidável : 304, 316. (1) e (2) Aço inoxidável inoxidável : 304L, 316L. Aço inoxidável : 310. (2) Notas: (1) Para temperaturas projeto superiores a 550 oC, recomenda-se o uso de aços inoxidáveis tipo H. (2) Chama-se atenção para a possibilidade de formação de “Fase Sigma”, para temperaturas acima de 600oC, resultando em severa fragilização do material. Essa mudança na estrutura metalúrgica ocorra principalmente para os aços tipos 316 e 310. (3) Esses materiais são susceptíveis de sofrer fragilização operando em torno de 475 oC por períodos longos. Tabela 12.2 – Temperaturas Limites de Utilização  108 / 137

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Os ensaios de fluência são considerados de longa duração (acima de 1.000 horas), e para que representem o comportamento do material exposto a tempos mais elevados de operação na temperatura, são utilizadas extrapolações com o aumento da temperatura do ensaio tornando-o acelerado. A equação de Larson-Miller permite esta extrapolação com base na dependência do estágio secundário de comportamento com a energia de ativação, temperatura e estrutura do material. Como a energia de ativação é dependente da tensão aplicada, os ensaios são realizados no mesmo nível de tensão do componente em operação, com a extrapolação realizada através do aumento da temperatura, exclusivamente. exclusivamente. P = T.(C + log t )x10 −3 P - parâmetro de Larson-Miller; T - temperatura absoluta (ºK ou ºR); C - constante do material; t - tempo de ruptura (horas). Para uma condição de operação (T, t), equivalente a um valor do parâmetro P, pode-se realizar uma extrapolação da temperatura a ser empregada no ensaio para definir um ensaio com duração adequada. Exemplo: Determinar a vida remanescente de uma barra que foi projetado para uma tensão de 7.500,0 psi. A operação da barra até o momento foi a seguinte: 40.000 h @ 1100 ºF 5.000 h @ 1200 ºF 20 h @ 1400 ºF Utilizando uma curva de tensão x tempo de ruptura para o material da barra, obtêm-se: Condição

Temperatura [oF]

1 2 3

1100 1200 1400

t: Tempo de Operação [horas] 40.000 5.000 20

tr: Tempo para Ruptura [horas] 200.000 80.000 100 Total:

t / tr 0,200 0,063 0,200 0,463

Vida útil remanescente: 1 - 0,463 = 0,537 Exemplo: Determinar a temperatura de ensaio para um material de um componente projetado para operar durante 20,0 anos na temperatura de 1100 oF. Dimensionar o ensaio para um tempo t empo de ensaio equivalente a 30 dias. 20.0 anos = 175.200 horas 30 dias = 720 horas Toperação = 1100oF = 866oK P = T.(20 + log t )x10 −3 = 866 x(20 + log(175.200))x10 −3 = 21,86 T=

P 21,86 = = 956,37 o K = 1262 o F −3 −3 (20 + log t )x10 (20 + log( 720))x10

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12.3 – COMPORTAMENTO EM BAIXAS TEMPERATURAS 

As perguntas que foram feitas em 85 anos de pesquisas foram as seguintes:  •

Porque o navio afundou tão rápido (em menos de 3 horas)? 

•

Qual a natureza do dano no casco devido ao impacto com o iceberg? 

•

Qual a seqüência de enchimento dos compartimentos? 

•

O navio quebrou ao meio na superfície, ou afundou intacto? 

•

Existiam trincas da fabricação que poderiam ser evitadas? 

Figura 12.3 – Exploração do navio “Titanic”  110 / 137

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Brittle / Ductile Transition Curves

140

120

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190

A36 Steel A36 Steel

120

100 80   e   r   u    t   c   a   r    F60   r   a   e    h    S 40    %

   )   s    b 100    l      t    f    (   y   g   r 80   e   n    E    t   c 60   a   p   m    I

Titanic Longitudinal Titanic Transversal

136 108 Titanic Longitudinal

81 Titanic Transversal

40

20 0 -50

163

20 0 50 100 Temperature (degrees oC)

150

54 Transition Temperatures

0 -100

Figura 12.3 – Exploração do navio “Titanic” (continuação)

   )   s   e    l   u   o    J    (   y   g   r   e   n    E    t   c   a   p   m    I

27

0 100 Temperature (oC)

200

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O Departamento de Metalurgia  do National Institute of Standards  and Technology realizou uma  análise metalúrgica e mecânica  dos materiais do casco e rebites  do Titanic. O resultado indicou  que o aço utilizado possuía uma  temperatura de transição dúctil-  frágil elevada, tornando-o  inadequado para as  temperaturas em que navegou. Em relação aos rebites, o aço  fundido utilizado possuía um  nível elevado de impurezas e  inclusões que explicaram o dano  acumulado devido à colisão com  o iceberg.

O navio afundou a 400 milhas ao sudoeste de Newfoundland com 1500 vítimas.

Figura 12.3 – Exploração do navio “Titanic” (continuação)

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Conclusões:  • O aço utilizado no casco do Titanic era adequado pelo aspecto de resistência mecânica, mas  possuía uma tenacidade reduzida em temperaturas baixas. •

A baixa tenacidade decorreu de uma combinação de fatores: baixos teores de Mn, baixa relação  de Mn/C, tamanho de grão elevado e espessas colônias de perlita.

Diversidade de propriedades mecânicas e de tenacidade nas 2.000 chapas utilizadas no casco  do Titanic, evidenciando uma qualidade duvidosa de material prima e de fabricação da usina. • A grande variabilidade do material dificultou a determinação do efeito do MnS e micro trincas no  afundamento do navio. •

•

Um fator que explica a rapidez da tragédia foi o fato das evidências demonstrarem demonstrarem que o navio se  partiu na superfície, antes de afundar; 

•

Os conhecimentos necessários para o tratamento térmico e melhorias do material, apesar de  simples, não eram disponíveis em 1911, quando da fabricação do aço; 

A microestrutura dos rebites a orientação das inclusões perpendiculares a tensão trativa podem  ter contribuído decididamente para o agravamento do problema. Figura 12.3 – Exploração do navio “Titanic” (continuação) (Afundou em 12 de abril de 1912).

•

Figura 12.4 – Tanque de gás natural liquefeito que falhou com vazamento do produto que vaporizou  e se incendiou, ocasionando uma bola de fogo de grande extensão. Algo próximo a 3 km2 foi afetado  pelo incêndio com total destruição de 79 casas, 2 fábricas, 217 carros destruídos, 131 pessoas  mortas, 300 feridas (1944 – Cleveland).

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Figura 12.5 –– Ponte (Silver Bridge) ligando o estado W. Virginia a Ohio, com vão central com mais  de 130 metros. Em lugar de cabos, a ponte era suspensa por correntes ligadas por pinos. Um dos  elos da corrente se rompeu por clivagem devido ao clima frio e sobrecarga, causando a ruptura dúctil  de um dos pinos. Com a falha de uma das correntes, toda a estrutura colapsou, causando a morte de  46 pessoas. A ruptura foi causada por micro trincas que cresceram por fadiga e corrosão combinada. O desastre da ponte Silver Bridge tornou-se um marco, pois foi a primeira estrutura civil a ter o  colapso investigado com aplicação dos conceitos modernos da mecânica da fratura (1967 – Point  Pleasant, W. Virginia).

Figura 12.6 – Liberty Ships (2a Guerra Mundial) 114 / 137

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Figura 12.6 – Liberty Ships (2a Guerra Mundial) - Continuação 

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Figura 12.6 – Quando da ocasião da 2a guerra mundial, se iniciou uma nova fase em termos da  fabricação, com a construção dos navios de carga da classe “Liberty”, que se tornaram lendários por  terem sido projetados para fabricação em série, de modo a agilizar o tempo construtivo (2700 foram  construídos, sendo que no final da guerra o tempo médio de construção era 5 dias) com a presença  de estruturas totalmente construídas por juntas soldadas em substituição aos rebites. Ocorreram a  uma série de fraturas catastróficas: de 2700 navios construídos pela Inglaterra, 400 fraturaram, 90  dois quais foram considerados graves e 10 quebraram em 2 partes. 1000 navios sofreram falhas  significativas entre 1942-1946 devido às baixas temperaturas, enquanto que 200 sofreram sérias  fraturas entre 1942-1952. No início 30% deles afundaram com ruptura catastrófica (no final da guerra  a taxa caiu para 5%). A taxa de falha era muito alta no Atlântico Norte e não existente em águas mais  quentes no Pacífico Sul. Estas fraturas ocorriam em condições de baixo carregamento, o que levou  estudiosos a concluírem pela causa relacionada a presença de defeitos, concentradores de tensão, tensões residuais de soldagem elevadas e materiais com baixa tenacidade, falta de experiência dos  soldadores e reduzido tempo de treinamento. Com a utilização de materiais de mais alta resistência, as tensões de operação tornaram-se mais elevadas e os fatores de segurança menores, o que  levaria a conseqüências inevitáveis em relação a fraturas e condições críticas de utilização. Tem-se  início então as primeiras investigações investigações sistemáticas patrocinadas pela American Bureau of Shipping, onde se conclui que a fratura catastrófica era relacionada a 3 fatores: má qualidade do aço, concentradores de tensão e soldas defeituosas. Surge, em 1947, primeira norma restritiva quanto à  composição química dos aços empregados na construção naval (1942-52).

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Figura 12.7 – Fratura frágil durante teste t este hidrostático na fábrica 

Figura 12.8 – Fratura frágil durante teste t este hidrostático 

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Numerosos metais que apresentam um comportamento dúctil em temperatura ambiente podem tornar-se quebradiços, quando submetidos a temperaturas baixas, ficando sujeitos a rupturas repentinas por fratura frágil. Ao contrario das fraturas dúcteis, que são sempre precedidas por uma deformação considerável, as fraturas frágeis caracterizam-se por apresentarem pouca ou nenhuma deformação prévia, por isso as fraturas frágeis tem caráter catastrófico, com perda total do equipamento quando ocorrem. Três condições são necessárias para ocorrência de uma fratura frágil: - Tensões de tração elevadas. - Presença de entalhes. - Temperaturas abaixo da temperatura de transição. Estas três condições deverão existir simultaneamente para que a fratura se inicie; o risco será praticamente inexistente inexistente se uma destas condições não for satisfeita. De que maneira, atuam os códigos de projeto de modo a que seja evitada ou minimizada uma fratura frágil nos vasos de pressão?  Nível de tensões : Os códigos atuam, especialmente no que diz respeito as tensões residuais que possam existir no equipamento, recomendando quando necessário um tratamento térmico para alívio de tensões.  Presença de entalhes : Atuam com recomendações recomendações quanto a detalhes de fabricação fabricação e inspeção criteriosa das soldas.  Temperatura de transição : Estipulam regras para a seleção de materiais, através dos testes de impacto. Temperatura de transição é a temperatura abaixo da qual existe a possibilidade de fratura frágil; é usual definir-se a temperatura de transição como sendo a temperatura mínima em que um determinado corpo de prova resiste a um choque com a absorção de um determinado valor de energia.

Energia  Absorvida

NDT

FTP  Aparência da Fratura

Fratura por Clivagem % 100 % Patamar Superior

Energia Cv

50%

Patamar Inferior T5 T4 T3 T2 T1 Temperatura → REGIÃO DE TRANSIÇÃO FRATURA FRÁGIL DÚCTIL - FRÁGIL FRATURA DÚCTIL Figura 12.9 - Curva de transição dúctil - frágil levantada pelo ensaio de impacto  118 / 137

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A temperatura equivalente a T 5, que indica o início do patamar inferior representa o ponto onde o corpo de prova fratura com 100% de deformação por clivagem (0% de deformação plástica). Nesse caso as tensões elásticas são capazes de iniciar e propagar uma fratura, ou seja, o material não apresenta nenhuma ductilidade (capacidade de deformação plástica). A esta temperatura dá-se o nome de temperatura crítica, temperatura de transição de ductilidade ou temperatura de ductilidade nula (NDT). Acima da temperatura T 1 a fratura do corpo de prova ocorre com 100% de fratura dúctil, determinando que o início e propagação de fraturas exigem deformação plástica. Dentro da região intermediária, a iniciação da trinca exige deformação plástica mas e propagação ocorre com tensões elásticas. A fratura em serviço de um componente com este comportamento ocorre após um período de estabilidade da trinca, ou seja, com aviso prévio da fratura frágil. No código ASME, para avaliação do comportamento dos materiais em baixas temperaturas são realizados realizados os Testes Charpy, de acordo com os procedimentos da ASTM A 370. O ensaio de impacto é certamente o de maior utilização, principalmente na seleção e adequação de materiais para o projeto. ESCALA POSIÇÃO INICIAL

PONTEIRO

MARTELO FIM DE CURSO

h h’  BIGORNA

CORPO DE PROVA

Figura 12.10 - Ensaio Charpy 

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Outro fator que contribui para a fratura frágil é a taxa de aplicação do carregamento no corpo de prova. Para altas taxas de carregamento as discordâncias geradas na estrutura do material não acompanham a liberação de energia, não sofrendo deformação plástica sensível. O estado de tensões também altera a formação da zona plástica podendo favorecer a fratura frágil do material. Cada lote a ser examinado consiste em três amostras. que deverão ter, quando possível, as dimensões do corpo de prova padrão. Os corpos de prova devem ser preparados de modo que o entalhe seja perpendicular à superfície que é objeto de teste e deverão ser retirados na direção longitudinal.

C D L/2

R W

L DIMENSÃO L - Comprimento do C.P. L / 2 - Localização do entalhe C - Seção reta (profundidade) W - Seção reta (largura) D - Distância ao fundo do entalhe R - Raio do entalhe θ - Ângulo do entalhe

[in] 2,165 ± 0,002 1,082 ± 0,002 0,394 ± 0,001 0,394 ± 0,001 0,315 ± 0,001 0,010 ± 0,001 45o ± 1o

θ DETALHE DO ENTALHE [mm] 55,0 ± 0,050 27,5 ± 0,050 10,0 ± 0,025 10,0 ± 0,025 8,0 ± 0,025 0,25 ± 0,025

Figura 12.11 - Dimensões do corpo de prova Charpy tipo “V” 

Figura 12.12 - Ensaio Charpy – Máquina e CP 

Figura 12.13 - Fratura Dúctil e Fratura Frágil  Os resultados do ensaio Charpy para baixas temperaturas são obtidos através do resfriamento dos corpos de prova em um líquido, tais como álcool e nitrogênio ou acetona e gelo seco, para a refrigeração do C.P. 120 / 137

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Como resultados do ensaio Charpy, citam-se: • Energia Absorvida - A energia absorvida na fratura pode ser determinada através da diferença de energia potencial do pêndulo entre as posições inicial e final do curso do martelo. Normalmente expressa em J, Kgm ou ft-lb, a energia é lida diretamente na escala da máquina. Quanto maior a energia absorvida maior a tenacidade à fratura do material; • Percentagem da Fratura Dúctil (cisalhamento) - A percentagem da fratura dúctil é obtida através do exame da fratura f ratura após o ensaio. A superfície de uma fratura dúctil apresenta-se fibrosa e opaca, enquanto que a fratura frágil, facetada e brilhante. A superfície do corpo de prova pode apresentar variação entre 100% dúctil (totalmente opaca) a 100% frágil (totalmente brilhante). O valor da percentagem da fratura dúctil é determinada pela comparação da superfície da fratura com cartas ou padrões como os fornecidos pela ASTM; • Expansão Lateral - Após a fratura, o corpo de prova sofre deformação na região oposta ao entalhe por compressão e, a depender da ductilidade do material, uma expansão lateral do corpo de prova na mesma região. Quanto maior a deformação sofrida pelo corpo de prova maior sua expansão lateral. ÁREA DE CISALHAMENTO (OPACA) ÁREA DE CLIVAGEM (BRILHANTE) ENTALHE

Figura 12.14 - Esquematização da superfície de fratura de um corpo de prova de impacto após  ensaio  ÁREA DE CISALHAMENTO (OPACA) ÁREA DE CLIVAGEM (BRILHANTE) ENTALHE A

B A + B = EXPANSÃO LATERAL

Figura 12.15 - Expansão lateral em um corpo de prova fraturado 

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Como vantagens do ensaio de impacto, temos: t emos: • Simplicidade e custo baixo; • Adequado para obtenção de tenacidade ao entalhe em aços estruturais de baixa resistência, que são os materiais mais utilizados; • Larga utilização no desenvolvimento de materiais e novas ligas, bem como a determinação da influência de tratamentos térmicos em materiais; • Grande utilização no controle de qualidade e aceitação dos materiais. Como desvantagens do ensaio de impacto, citam-se : • Resultados de difícil utilização em projetos. Como as tensões atuantes na fratura não são determinadas à aplicação dos resultados do ensaio Charpy depende de experiência prévia sobre o comportamento do material e componente; componente; • Não existe correlação imediata entre os resultados do ensaio e tamanhos admissíveis de defeitos; • Dificuldades no posicionamento do entalhe na posição de interesse e variações na geometria do entalhe levam a um grande espalhamento dos resultados, o que pode dificultar a determinação de curvas bem definidas; • O estado triaxial de tensões é pequeno devido às reduzidas dimensões do corpo de prova em relação à estrutura real; • O entalhe usinado é muito menos severo, em relação à concentração de tensões, do que uma trinca real. A interpretação dos resultados obtidos pelo ensaio de Charpy, não representam diretamente o comportamento de uma estrutura com defeitos, já que não apenas a tenacidade do material mas também o estado de tensões influencia na manutenção sem riscos de, por exemplo uma trinca em um equipamento. A presença de tri-axialidade de tensões altera a capacidade de plastificação do material, já que o valor do escoamento aparente do mesmo é aumentado pela ausência ou diminuição das tensões cisalhantes. A redução da deformação plástica favorece a fratura frágil da estrutura na presença de defeitos.

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Na Divisão 1, o teste é exigido em função da Figura UCS-66, reproduzida pela figura 18.16, e o material deverá ser testado numa temperatura igual à temperatura mínima de operação. O ASME Seção VIII – Divisão 2 possui curva similar, representada na figura 18.17.

Figura 12.16 – Temperaturas de referência dos materiais – ASME Seç.VIII – Div.1

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Figura 12.16 – Temperaturas de referência dos materiais – ASME Seção VIII – Div.1 (cont.)

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Figura 12.16 – Temperaturas de referência dos materiais – ASME Seç.VIII – Div.1 (cont.)

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Figura 12.17 – Temperaturas de referência dos materiais – ASME Seção VIII – Div.2 

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A Divisão 1 permite alterações nas temperaturas de teste em alguns casos, como nas Tabelas UG.84.2, UG84.4. A divisão 2 do ASME Seç.VIII possui tabela (Table 3.11) similar à tabela UG-84.2 do ASME Seç.VIII – Div.1. TABLE UG-84.2 - CHARPY IMPACT TEST TEMPERATURE REDUCTION BELOW MINIMUM DESIGN METAL TEMPERATURE For Table UCS-23 Materials Having a Specified Minimum Tensile Strength of Less Than 95,000 psi (655 MPa). When the Subsize Charpy Impact Width Is Less Than 80% of the Material Thickness Actual Material Thickness [See UG-84(c)(5)(b)] of Charpy Impact Specimen Width Along the Notch1 Thickness, In (mm) Temperature Reduction, oF (oC) 0,394 (Full-size standard bar) (10,01) 0,354 (8,99) 0,315 (8,00) 0,295 (3/4 size bar) (7,49) 0,276 (7,01) 0,262 (2/3 size bar) (6,65) 0,236 (5,99) 0,197 (1/2 size bar) (5,00) 0,158 (4,01) 0,131 (1/3 size bar) (3,33) 0,118 (3,00) 0,099 (1/4 size bar) (2,51) NOTE: (1) Straight line interpolation for intermediate values is permitted

0 (0) 0 (0) 0 (0) 5 (3) 8 (4) 10 (6) 15 (8) 20 (11) 30 (17) 35 (19) 40 (22) 50 (28)

Tabela 12.3 - Redução da temperatura de teste em função da dimensão do corpo de prova – ASME  Seç.VIII – Div.1 TABLE UG-84.4 - IMPACT TEST TEMPERATURE DIFFERENTIAL DIFFERENTIAL Minimum Specified Yield Strength, ksi (MPa) Temperature Difference, Difference, oF (oC) [Note (1)] ≤ 40 (276)

10 (6)

≤ 55 (380) > 55 (380)

5 (3)

0 (0) NOTE: (1) Impact test temperature may be warmer than the minimum design temperature by the amount shown.

Tabela 12.4 - Correção da temperatura de teste em função da tensão de escoamento do material –  ASME Seç.VIII – Div.1 O ASME Seção VIII – Divisão 1 exige, em função do limite de resistência do material, a energia que cada corpo de prova deve absorver, conforme figura 13.18. Curva semelhante é definida pelo ASME Seção VIII – Divisão 2, representada pela figura 13.19.

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Figura 12.18 – Limites de aceitação de energia Charpy-V – ASME Seção VIII – Divisão 1.

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Figura 12.19 – Limites de aceitação de energia Charpy-V – ASME Seção VIII – Divisão 2. Quando o valor médio dos 3 corpos de prova é maior ou igual ao valor mínimo permitido para um corpo de prova e o valor de mais de um corpo de prova está abaixo do valor médio ou o valor de 1 corpo de prova está abaixo do valor mínimo, é permitido o reteste. Neste caso, o valor obtido para os 3 corpos de prova deve ser igual ou maior ao valor médio requerido. Quando um resultado errático é obtido pela presença de um defeito no corpo de prova, ou existe alguma incerteza em relação ao procedimento de teste, um reteste é permitido.

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A figura UCS-66 do ASME Seç.VIII – Div1 e as figuras f iguras 3.7 e 3.8 do ASME Seç.VIII – Div.2 podem ser corrigidas para componentes em que a espessura seja superior ao valor mínimo exigido para resistir aos carregamentos de projeto. São representadas curvas correspondentes à Divisão 1, antes (figura 13.20) e após (figura 13.21) a edição de 1998, e a curva correspondente à Divisão 2, antes (figura 13.22) e após a edição de 2007 (figura 13.23), que definem de quanto a temperatura requerida para teste de impacto pode ser reduzida de sem que o teste seja obrigatório.

Figura 12.20 – Correção na temperatura de referência– ASME Seç.VIII – Div.1 – antes 1998.

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Figura 12.21 – Correção na temperatura de referência – ASME Seç.VIII – Div.1 – após 1998.

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Figura 12.22 – Correção na temperatura de referência– ASME Seç.VIII – Div.2 - antes 2007.

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Figura 12.23 – Correção na temperatura de referência – ASME Seç.VIII – Div.2 - após 2007.

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A figura a seguir apresenta a definição da espessura de referência a ser utilizada para a obtenção da temperatura de exceção para ensaio de impacto.

Figura 12.24 – Definição de espessura de referência.

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Figura 12.24 – Definição de espessura de referência (cont.)

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Figura 12.24 – Definição de espessura de referência (cont.) Quando utilizada a curva de exceção da UCS-66, para materiais P1 Group number 1 e 2, a temperatura obtida poderá ser reduzida de 17 oC (30oF) para equipamento que possuam tratamento térmico de alívio de tensões, desde que não exigido pelo código devido à espessura do componente. Vasos fabricados conforme código ASME Seç.VIII – Div.1, que atendem aos requisitos abaixo descritos não necessitam ter avaliado o valor de temperatura de referência. 1 – O material é limitado ao P-N o 1, Gr.no1 ou 2, como definido pelo código ASME Seç.IX, e a espessura, não excede aos valores abaixo. 12,7 mm para materiais listados na Curva A da Figura UCS-66; 25,4 mm para materiais listados nas Curvas B, C ou D da Figura UCS-66. 2 – O vaso foi testado hidrostaticamente em uma pressão 1,5 vezes maior que a pressão de projeto do equipamento, para vasos fabricados anteriores a 1999, e 1,3 vezes para vasos fabricados após 1999. 3 – A temperatura de projeto é inferior a 343 oC (650oF) e superior a –29 oC (-20oF). Temperaturas ocasionais abaixo de –29 oC (-20oF) são aceitáveis quando ocorrem devido a variações da temperatura ambiente. 4 – Carregamentos de choque térmico ou mecânico não são previstos ocorrerem; 5 – Não ocorrem variações de carregamento caracterizando um serviço sujeito à fadiga. 136 / 137

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