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João Mauricio Godoy
Estudo da Ocorrência de Trinca por Fadiga em Tubos de
Aço Soldados, devido ao Transporte
Dissertação apresentada à
Faculdade de Engenharia da
Universidade Estadual Paulista,
Campus de Guaratinguetá, para
obtenção do Título de Mestre em
Engenharia Mecânica
Área de concentração: Materiais
Orientador: Prof. Doutor
Marcelo dos Santos Pereira
Guaratinguetá, 2008
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Dados Curriculares
João Mauricio Godoy
NASCIMENTO: 22 / 09 / 1954 - ITABERÁ, SP
FILIAÇÃO Antonio Godoy
Zisa Augusta de Godoy
1971-1973 Técnico Industrial em Metalurgia
Colégio Técnico “Dr. Demétrio de Azevedo Junior”
Itapeva-SP
1980-1985 Engenheiro Químico
Escola Superior de Química “Osvaldo Cruz”
São Paulo-SP
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Aos meus pais Antonio e Zisa.
À minha esposa Maria
Aos meus filhos Juliana,
Mariana e João Mauricio Jr.
Agradecimentos
Ao meu orientador e amigo Prof. Dr. Marcelo dos Santos Pereira pela orientação
acadêmica e ter apontado sugestões efetivas no sentido de fundamentar o
trabalho. Agradeço ainda a disposição, o entusiasmo e as conversas amenas para
descontrair nos momentos certos.
Aos demais professores Doutores da Pós Graduação da FEG : Dr. Herman
Jacobus Cornelis Voorwald, Dr. Valdir Alves Guimarães, Dr. Carlos Kiyan e
Dr. Tomaz Manabu Hashimoto e Dra. Ana Paula Rosifini Alves Claro.
À TenarisConfab, na pessoa do Engenheiro Túlio César do Couto Chipoletti,
pela oportunidade e pela disponibilização de materiais e dos laboratórios para
realização de toda a parte experimental.
Ao meu amigo Benedito Carlos Cavalheiro, o qual teve participação especial
individualmente e com a sua equipe de trabalho dando sugestões, suporte
técnico e apoio em todos os ensaios realizados, de maneira que tornou possível a
realização deste trabalho.
A Marta Regina Carrasco que participou na formatação do trabalho, na
elaboração dos fluxogramas e ainda na revisão ortográfica.
Muito Obrigado a todos.
“Deus nos fez perfeitos e não escolhe os capacitados, mas capacita
os escolhidos. Fazer ou não fazer algo só depende de nossa vontade
e perseverança”. Autor desconhecido.
“A paixão nos leva longe ...”( La pasion nos lleva lejos...-Tenaris).
Godoy, J.M. Estudo da Ocorrência de Trinca por Fadiga em Tubos de Aço
Soldados, devido ao Transporte, 2008, 132p. Dissertação (Mestrado em
Engenharia Mecânica). Faculdade de Engenharia do Campus de Guaratinguetá,
Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá, 2008.
Resumo
Tubos de aço soldados são transportados diariamente por caminhão, trem ou
navio, em todo o mundo. Consequentemente, danos de transporte, podem ocorrer com
freqüência e regularidade. O tipo de dano particular selecionado para este estudo, foi o
de trinca por fadiga, o qual é considerado como um dos mais críticos. Neste trabalho
foram estudados tubos de aço soldados por processo de arco submerso, fabricados de
acordo com os requisitos da norma técnica API 5L(2004), sendo efetuada a
caracterização química, mecânica e metalográfica de um tubo Ø 609,6 mm x 15,87
mm de espessura. A ênfase maior do estudo foi dada ao tema da ocorrência de fadiga
em soldas. Para isto, foi realizada em laboratório a simulação do transporte por navio
de tubo de aço soldado, submetendo-se seções do tubo de comprimento igual a 0,1
metro, a ciclos de fadiga por meio de máquina servo-hidráulica. Foi possível concluir
que em tubos soldados por arco submerso, a região adjacente ao cordão de solda é a
mais crítica e que quando o posicionamento do tubo na carga é efetuado de maneira
que a solda fique apoiada sobre alguma superfície rígida, a ocorrência de trinca por
fadiga torna-se muito provável, principalmente se os procedimentos de manuseio,
carregamento e transporte não forem executados da maneira como recomendada pelos
fabricantes de tubos e pela norma API.
Godoy, J.M. Study of Transit Fatigue Crack in Welded Steel Pipes. 2008,
132 p. Dissertation (Master of Science in Mechanical Engineering).College of
Engineering, Campus of Guaratinguetá, São Paulo State University,
Guaratinguetá, 2008.
Abstract
Welded steel pipes are daily transported all over the world by truck, train or
ship. Consequently, shipping damages may occur frequent and regularly. The
particular damage selected for this study was fatigue cracking, that is considered as
one of more critical. For this job it was studied submerged welded steel pipes
manufactured according to the requirements of the technical norm API 5L(2004), and
it was made a chemical, mechanical and micrographic characterization of one pipe size
Ø 609.6 mm x 15.87 mm of wall thickness. The more emphasis of this study it was
applied to the fatigue occurrence in welds. For this, it was made in laboratory a
simulation of welded steel pipe transportation by ship, submitting lengths of 0.1 meter
of the pipe to the fatigue cycles from a servo-hydraulic machine. It was possible to
conclude that in submerged welded steel pipes, the weld region adjacent to the weld
toe is the more critical and when the pipe positioning at the vessel result in to be the
weld in contact with rigid surface, the occurrence of fatigue cracking is much
probable, mainly if the handling, loading and transportation procedures were not
executed as recommended by the pipes manufacturers and by the API specification.
Sumário
Lista de Figuras
Lista de Tabelas
Lista de Equações
Lista de Abreviaturas e Siglas
Lista de Símbolos
1- Introdução
2- Objetivos do Trabalho
3- Revisão Bibliográfica
3.1-Aço API 5L X65 para tubos soldados por arco submerso.
3.2-Tubos de aço formados por prensagem e soldados por arco submerso.
3.3-Estudo da zona termicamente afetada de tubos soldados por arco submerso.
3.4-Fadiga em solda.
3.5-Transporte de tubos de aço soldados.
4- Materiais e Métodos
4.1-Caracterização química
4.2-Caracterização metalográfica
4.3-Caracterização mecânica
4.3.1-Ensaio de dureza
4.3.2-Ensaio de tração
4.3.3-Ensaio de dobramento guiado
4.3.4-Ensaio de impacto
4.3.5-Ensaio de CTOD
4.4-Ensaios em escala real em anéis de tubo com comprimento de 100 mm
4.4.1-Ensaios não destrutivos
4.4.2-Ensaio de tensões residuais pelo método do anel
4.4.3-Ensaio de fadiga
5- Resultados Obtidos e Discussão
5.1-Caracterização química
5.2-Caracterização metalográfica
5.3-Caracterização mecânica
5.3.1-Ensaio de dureza
5.3.2-Ensaio de tração
5.3.3-Ensaio de dobramento guiado
5.3.4-Ensaio de impacto Charpy “V”
5.3.5-Ensaio de CTOD.
5.4-Ensaios em escala real em anéis de tubo com comprimento de 100 mm
5.4.1-Ensaios não destrutivos
5.4.2-Ensaio de tensões residuais pelo método do anel
5.4.3-Ensaio de fadiga
6- Conclusões
7- Sugestões para continuação do trabalho
8- Referências Bibliográficas
9- Apêndices
Lista de Figuras
Figura 1: Desenho ilustrativo representando as deflexões de um tubo
de aço durante transporte......................................................................... 25
Figura 2: Seção transversal de uma solda por arco submerso de tubos de aço,
apresentando trinca por fadiga, indicadas pelas setas........................... 28
Figura 3: Desenvolvimento dos aços de alta resistência para tubos..................... 32
Figura 4: Efeitos da microestrutura sobre as propriedades de tração
e tenacidade............................................................................................. 33
Figura 5: Microestruturas típicas dos aço API:(a) Aço X60 laminado à quente e
normalizado, (b) Aço X70 laminado termomecanicamente, (c) Aço X80
laminado por laminação controlada seguida de resfriamento acelerado....35
Figura 6: Ilustração esquemática do processo de laminação controlada,
seguida de resfriamento acelerado........................................................... 36
Figura 7: Efeitos da laminação e do resfriamento sobre sítios de nucleação na
transformação da austenita..................................................................... 38
Figura 8: Processo de fabricação de tubo de aço soldado...................................... 41
Figura 9: Prensagem em “U”................................................................................... 42
Figura 10: Representação esquemática do efeito Bauschinger.................................. 44
Figura 11: Processo de soldagem por arco submerso com 4 eletrodos.................... 45
Figura 12: Equipamento para expansão a frio................................................ 46
Figura 13: Equipamento de ultra-som automático....................................... 47
Figura 14: Diferentes áreas da ZTA.............................................................. 48
Figura 15: Carregamento cíclico.................................................................... 52
Figura 16: Ilustração do ponto de concentração de tensões em tubo de aço, no
caso em que a solda está em contato com a superfície de apoio....... 52
Figura 17: Representação esquemática mostrando os estágios I e II da
propagaçãode trinca de fadiga em metais policristalinos.............. 54
Figura 18: Representação esquemática da evolução de uma trinca por fadiga
destacando-se a zona plástica na ponta e geração de estrias na
fratura.......................................................................................... 55
Figura 19: Conceito de mecânica da fratura: tensão e fator de intensidade
de tensão....................................................................................... 57
Figura 20: Propagação da trinca-Lei de Paris............................................... 58
Figura 21: Meios de transporte de tubos (a) Transporte por caminhão,
(b) Transporte por trem, (c) Transporte por navio...................... 60
Figura 22: Transporte de tubos por caminhão de maneira individual em arranjo
retangiular .................................................................................. 61
Figura 23: Transporte de tubos por caminhão de forma maneira individual
em arranjo piramidal................................................................. 61
Figura 24: Transporte de tubos por caminhão em feixe ou amarrado............ 62
Figura 25: Transporte de tubos soldados por trem.......................................... 63
Figura 26: Preparação do madeiramento nos porões do navio e
Carregamento; (a) preparação de madeiras no fundo do porão,
(b) Preparação com madeiras nas laterais do convés,
(c) Estivagem das primeiras camadas
e (d) Carga já em avançado estágio de estiva................................. 65
Figura 27: Deformação radial em tubo devido a carga lateral........................ 66
Figura 28: Carga concentrada em pequeno comprimento de tubo, simulando
tensionamento cíclico no regime elástico...................................... 67
Figura 29: Estado de tensão circunferencial no tubo em condição similar
a apresentada na figura 28............................................................ 67
Figura 30: Fluxograma da análise experimental............................................... 68
Figura 31: Croqui da retirada de corpos-de-prova do tubo N.30871............ 69
Figura 32: Diagrama de medição de dureza Vickers........................................ 72
Figura 33: Posição de retirada de corpos-de-prova para o ensaio de tração...... 74
Figura 34: Corpos-de-prova empregados no ensaio de tração de chapa:
(a) orientação longitudinal, (b) orientação transversal...................................... 75
Figura 35: Corpo-de-prova para o ensaio de tração transversal de solda.......... 75
Figura 36: Corpo-de-prova cilíndrico de seção reduzida para o ensaio
de tração de solda................................................................................. 76
Figura 37:Corpo-de-prova cilíndrico de seção reduzida com
orientação longitudinal.......................................................................... 77
Figura 38: Detalhe da fixação do extensômetro de corpo duplo no
corpo-de-prova..................................................................................... 79
Figura 39: Máquina de ensaio de tração e dobramento guiado............................. 80
Figura 40: Dimensões do corpo-de-prova para o ensaio de
dobramento guiado............................................................................... 81
Figura 41: Dispositivo para o ensaio de dobramento guiado............................... 82
Figura 42: Corpo-de-prova para ensaio de Charpy ”V”-tipo A-ASTM E23....... 84
Figura 43: Posição de marcação do entalhe......................................................... 84
Figura 44: Sistema de resfriamento e manutenção dos corpos-de-prova
na temperatura de teste...................................................................... 85
Figura 45: Mostrador da máquina de impacto Instron Wolpert..................... 86
Figura 46: Representação das áreas de fratura dúctil e frágil........................ 87
Figura 47: Corpos-de prova para o ensaio de CTOD:(a) entalhe na solda,
(b) entalhe na ZTA e (c) entalhe no metal base........................... 88
Figura 48: Arranjo da máquina MTS para execução da pré-trinca: (a) arranjo
para fadiga por dobramento em 3 pontos, (b) sistema de
monitoramento do crescimento da trinca..................................... 89
Figura 49: Configuração da pré-trinca por fadiga........................................... 91
Figura 50: Configuração da máquina MTS para confecção
da pré-trinca................................................................................... 91
Figura 51: Arranjo da máquina MTS para fraturar os corpos-de prova:
(a) vista geral, (b) detalhes dos apoios e fixação do clip-gage
(c) tela de controle......................................................................... 92
Figura 52: Configuração da máquina MTS para a fratura do corpo-de-prova .... 93
Figura 53: Medição da pré-trinca para validar os corpos-de-prova.............. 94
Figura 54: Registros característicos de força versus deslocamento.............. 95
Figura 55: Definição de V
p
para cálculo do CTOD...................................... 96
Figura 56: Equipamento e acessórios para o ensaio por partículas
magnéticas.................................................................................... 98
Figura 57: Aparelho de ultra-som digital portátil e acessórios...................... 99
Figura 58: Definição dos pontos para medição de M1 e M2......................... 100
Figura 59: Ilustração de uma carga de 25 camadas de tubo
Ø 609,6 x 15,87 x 12.200 mm....................................................... 101
Figura 60: Arranjo dos anéis para o ensaio de fadiga....................................... 102
Figura 61: Caracterização micrográfica do tubo: (a) Metal base, (b) Metal
depositado e (c) Zona termicamente afetada............................ 106,107
Figura 62: Região de granulação grosseira da ZTA...................................... 110
Figura 63: Localização, comparação de valores e gráficos do ensaio de
tração em corpos-de-prova cilíndricos de seção reduzida
ensaiados no sentido longitudinal................................................ 111
Figura 64: Corpos-de-prova de dobramento guiado: (a) Solda externa,
(b) Solda interna e (c) Dobramento lateral.................................. 113
Figura 65: Curva da/dN do aço API 5L X65.............................................. 117
Figura 66: Curva de crescimento da trinca versus número de ciclos.............. 117
Figura 67: Ensaios não destrutivos: (a) Ultra-som, (b) Padrão
para calibração do ultra-som e (c) Partículas magnéticas........ 119
Figura 68: Anéis do tubo Ø 609,6 x 15,87 x 100 mm posicionados
para o teste de fadiga, com a solda em contato com a
superfície de madeira.............................................................. 121
Figura 69: Ensaio de fadiga no anel 4: (a) início da trinca ,
(b) crescimento estável, e (c) fratura total.............................. 122
Figura 70: Ensaio de fadiga no anel 5: (a) início da trinca ,
(b) crescimento estável, e (c) fratura total.............................. 122
Figura 71: Macrografia da seção transversal da solda fraturada............. 123
Figura 72: Análise por MEV da superfície da fratura por fadiga:
(A) superfície interna, (B) meia espessura, e (C)
superfície externa................................................................. 124
Figura 73: Sensor CrackFirst, que foi desenvolvido pelo TWI............................ 127
Lista de Tabelas
Tabela 1: Resultados de ensaios de fadiga.................................................................. 26
Tabela 2: Histórico de falhas em tubos de Aço.......................................................... 27
Tabela 3: Composição química do aço API 5L X65.................................................. 38
Tabela 4: Propriedades mecânicas do tubo API 5L X65..............................................40
Tabela 5: Quantidade e tipos de corpos-de-prova retirados do tubo N.30871............. 70
Tabela 6: Valores de f (a
0
/ w) para corpo-de-prova SEN(B)...................................... 97
Tabela 7: Parametrização da máquina MTS para o ensaio de fadiga........................ 103
Tabela 8: Composição química do metal base e da solda do tubo............................ 104
Tabela 9: Medidas de dureza HV10.......................................................................... 108
Tabela 10: Ensaio de tração em corpos-de prova do tubo soldado........................... 108
Tabela 11: Resultados do ensaio em corpos-de-prova cilíndricos longitudinais...... 110
Tabela 12: Resultados do ensaio em corpos-de-prova cilíndricos transversais........ 112
Tabela 13: Ensaio de Charpy “V”-Curva de transição:Metal base, solda e ZTA... 114
Tabela 14: Dados de execução e da validação da pré-trinca de fadiga.................... 115
Tabela 15: Resultados de CTOD: Metal base, solda e ZTA.................................... 116
Tabela 16: Resultados do ensaio de tensão residual-Método do anel...................... 120
Lista de Equações
Equação 1: Cálculo do parâmetro de medição de trinca (Pcm).................... 39
Equação 2: Cálculo do carbono equivalente (CE)........................................ 39
Equação 3: Cálculo da pressão de teste hidrostático-Fórmula de Barlow..... 46
Equação 4: Cálculo do aporte de calor....................................................... 51
Equação 5: Cálculo da vida em fadiga......................................................... 53
Equação 6: Lei de Paris................................................................................ 57
Equação 7: Integração da equação da Lei de Paris...................................... 59
Equação 8: Cálculo do limite de empilhamento de acordo com API 5LW... 64
Equação 9: Cálculo da deformação radial em tubo submetido a carga
superior..................................................................................... 65
Equação 10: Cálculo da tensão máxima imposta a superfície externa
de tubo.................................................................................... 66
Equação 11: Cálculo da dureza Vickers...................................................... 73
Equação 12: Cálculo da % de fratura dúctil................................................ 86
Equação 13: Cálculo da força máxima de trincamento................................ 90
Equação 14: Cálculo do valor de CTOD (δ)................................................ 96
Equação 15: Cálculo da tensão residual....................................................... 100
Lista de Abreviaturas e Siglas
ABS- American Bureau and Shipping
API- American Petroleum Institute
ARBL-Alta Resistência e Baixa Liga
ASTM- American Society for Testing and Materials
CE- Carbono Equivalente
CTOD- Cracking Tip Open Displacement
DNV- Det Norsk Veritas
ERW- Electric Resistance Welding
FEA- Finit Element Analisys
IIW- International Institute of Welding
KSI- Kilo Square Inch
LCC- Laminação Controlada Convencional
LE- Limite de Escoamento
LR- Limite de Resistência
MA- Martensita-Austenita
MAG-Metal Active Gás
MEV-Microscópio Eletrônico de Varredura
MPa- Mega Pascal
Pcm- Parameter for crack measurement
PSI- Pound Square Inch
RA- Resfriamento Acelerado
SAW- Submerged Arc Welding
SAWL- Submerged Arc Welding Longitudinal
TMC- Thermomecanically Controlled
TMCP-Termomecanically Controled Process
TWI- The Welding Institute
ZFL-Zonas de Fragilidade Localizadas
ZTA-Zona Termicamente Afetada
WTIA-Welding Technologic Institute of Australia
Lista de Símbolos
° C- graus Celsius
AF- ferrite Acicular
Al- Alumínio
C- Carbono
CO
2
- Gás Carbonico
Cr- Cromo
Cu- Cobre
δ- CTOD
δc-Modo de fratura com ocorrência de “pop-in”
δm-Modo de fratura em carga máxima
F- Ferrita
F
c
- Força aplicada no início de crescimento frágil de trinca
F
m
- Força máxima
F
u
- Força aplicada correspondente ao início de crescimento frágil de trinca
MPa- Megapascal
Mn- Manganês
Mo- Molibdênio
N- Nitrogênio
Nb-Nióbio
Ni- Níquel
P- Fósforo
PF- Ferrita poligonal
PF(G)-Ferrita primária de contorno de grão
PF(I)-Ferrita primária intragranular
FS(A)-Ferrita secundária alinhada
FS(NA)-Ferrita secundária não alinhada
PSI- Libra por polegada quadrada
S- Enxofre
S
cb
- Tensão em membrana por dobramento
S
cir
- Tensão por membrana circunferencial
S
cm
- Tensão por membrana compressiva
Si-Silício
Ti- Titânio
V- Vanádio
V
c
- Abertura aplicada no início de crescimento frágil de trinca
V
m
- Abertura para carga máxima
V
p
- Componente plástica de V
V
u
- Abertura aplicada correspondente ao início de crescimento frágil de trinca
24
1- INTRODUÇÃO
As ocorrências de trinca por fadiga em tubos de aço no transporte, desde a
fábrica de tubos até o local de instalação, têm sido registradas desde a década de 1960.
Estudos realizados por Kunert e Otegui (2004), sobre os fatores que
influenciaram a ocorrência de trinca por fadiga devido a transporte em tubos de aço
sem costura, e as investigações feitas pelo The Welding Institute (TWI, 1995 e 2002)
sobres dois casos de trinca por fadiga em tubos de aço soldados, foram os estudos que
motivaram o desenvolvimento deste trabalho.
Historicamente, tubos de aço são transportados por longas distâncias por
intermédio de diferentes formas de transporte, desde as fábricas onde são produzidos
até os locais onde serão instalados. É prática usual da engenharia de instalação de
tubos de aço, para garantia da integridade do produto a aplicação de teste hidrostático
na tubulação já instalada antes da liberação para operação (BRONGERS et al, 2000).
A detecção de vazamentos durante o teste hidrostático, em conseqüência de danos nos
tubos, tem levado muitos especialistas a dedicar estudos detalhados sobre as causas
destes danos, porque em muitos casos, o custo para a substituição de seções da
tubulação falha pode chegar a números da ordem de milhões de dólares em instalações
submarinas.
O uso constante e crescente do gás natural (DERMIRBAS, 2006) e do petróleo
como fontes de energia (BALAT, 2007), faz com que grandes investimentos sejam
dedicados a projetos de novos gasodutos e oleodutos, aumentando a demanda na
fabricação de tubos de aço, e assim a necessidade de transporte e, conseqüentemente, o
aumento da probabilidade de ocorrência de danos.
Um tipo particularmente sério de dano em tubos de aço são as trincas por
fadiga, as quais podem ocorrer durante o transporte. De acordo com Bruno (1987), a
fadiga devido ao trânsito (Transit Fatigue) é resultante de tensões cíclicas induzidas
25
por forças gravitacionais e inerciais. O modo no qual o tubo de aço é submetido à
fadiga por tensões induzidas durante transporte está ilustrado esquematicamente na
Figura 1.
A força-peso de um tubo impõe um tensionamento regular de uma dada
magnitude. Com a força agindo com amplitude vertical, o tubo é flexionado de
maneira a ser solicitado alternadamente no sentido vertical e horizontal, em ambas as
superfícies interna e externa. Este tensionamento alternado geralmente é o iniciador
das trincas de fadiga. No passado, falhas por fadiga de transporte não foram associadas
ao efeito efetivo da fadiga, e eram atribuídas frequentemente a defeitos de fabricação
não propriamente detectados na linha de produção, à impactos com danos mecânicos
durante o transporte e a outras causas.
Figura 1-Desenho ilustrativo representando as deflexões de um tubo de aço durante
transporte (BRUNO, 1987).
No ano de 1968, após seguidas falhas em testes hidrostáticos de tubulações
novas, os fabricantes de tubos conduziram um grande número de experimentos para
determinar a causa dos vazamentos associados a danos externos na parede ou solda
dos tubos de aço (BRUNO, 1987).
Várias simulações de defeitos foram feitas tais como: entalhes por meio de
vareta de aço cilíndrica, entalhe por punção de aço, entalhe por martelo, amassamento
por queda de esfera de chumbo a altas velocidades de impacto, entalhes por queda de
Superfície de apoio
Deflexão horizontal
Deflexão vertical
26
tubo de altura de 4,5 metros sobre anteparos pontiagudos para provocar entalhes,
entalhes por repetição de impacto por máquina de rebitar e, por último, submeter uma
seção de tubo a esforço de fadiga, em máquina própria para realização deste ensaio.
Todas as simulações provocaram danos na superfície dos tubos, mas somente na seção
de tubo submetida à fadiga, houve a ocorrência de trinca.
Muitas variáveis influenciam a fadiga por transporte, tais como: o número e a
magnitude dos esforços cíclicos, o tamanho da área de contato, o tipo da base de apoio
(madeira ou aço), o tamanho da superfície danificada e as condições ambientais. A
fadiga por transporte é usualmente, mas nem sempre, acompanhada de danos
superficiais tais: como abrasão, entalhes ou erosão por vibração. O meio ambiente
também pode diminuir a resistência à fadiga (HARLE e BEAVERS, 1993) porque
mesmo uma leve corrosão pode diminuir significantemente a vida em fadiga do tubo.
Os tipos das vigas de apoio de tubos em transporte também tem um efeito
importante na ocorrência de trinca de fadiga. Na Tabela 1, estão representados os
resultados de ensaios por fadiga em seções de tubos apoiados em madeira e aço.
Nestes ensaios, as cargas estáticas e cíclicas foram variadas de maneira a se ter uma
larga faixa de valores. Sob tais condições, tubos apoiados em madeira apresentaram
uma vida em fadiga muito maior que os tubos apoiados em aço (BRUNO, 1987).
Tabela 1-Resultados de ensaios de fadiga (BRUNO, 1987)
Ensaio Nº Carga Estática
(ton.)
Carga Cíclica
(ton.)
Tipo de Apoio Nº Ciclos Trinca por
Fadiga
1 4,1 1,7 Aço 31.900 Sim
2 3,1 1,4 Aço 21.700 Sim
3 2,5 1,2 Aço 35.800 Sim
4 2,1 0,9 Aço 433.600 Sim
5 4,3 1,9 Madeira 29.700 Não
6 3,1 1,4 Madeira 986.600 Sim
7 2,7 1,2 Madeira 1.714.400 Não
27
Na Tabela 2 são ilustrados 23 casos de incidentes registrados no período desde
1960 até 2002, representando um histórico de ocorrências de trincas por fadiga devido
ao transporte (BRUNO, 1987). Dos casos reportados, verifica-se que a ocorrência se
deu em tubos de vários tipos e graus de resistência, conforme a norma de fabricação
API 5L (2004), fabricados por processo sem costura, soldados por processos de
soldagem por resistência elétrica (ERW) e soldagem por arco submerso (SAW).
Também, houve ocorrência em tubos usados para perfuração de poços de petróleo, dos
tipos K55 e N80, conforme a norma de fabricação API 5CT (2006). Verifica-se ainda
que estão relacionados os meios de transporte por trem e navio. Relativo aos aspectos
dimensionais dos casos da Tabela 2, verifica-se que:
• A faixa de diâmetros varia de 2.3/8”até 30”;
• A faixa de espessura varia de 0,156”(3,96mm) até 0,625” (15,87 mm);
• A relação D/e (Diâmetro / espessura) varia de 12,5 até 88,0.
Tabela 2 -Histórico de Falhas em Tubos de Aço( BRUNO, 1987 e TWI, 1995 e 2002)
28
Da Tabela 2, concluiu Bruno (1987), que prevaleceu o transporte por navio (16
casos), e a princípio não houve nenhuma fratura particularmente associada a algum
tipo de tubo (soldado ou sem costura), ao grau de resistência do tubo ou ao meio de
transporte. Aparentemente, também não houve relação entre o número de falhas por
fadiga e a dimensão dos tubos. Entretanto, as ocorrências de falhas por fadiga são em
maior número nos tubos de grande diâmetro, ou seja, de maior razão Diâmetro/
espessura, onde também o peso individual de cada tubo passa a ter relevância.
Trincas como a ilustrada na Figura 2 (TWI, 2002) podem ser evitadas
aplicando-se boas práticas de carregamento para transporte. O Instituto Americano de
Petróleo (API) tem publicado boletins técnicos com práticas recomendadas para
transporte de tubos de aço, de forma a evitar ou pelo menos minimizar a ocorrência de
trincas por fadiga. A adoção destas técnicas pelos fabricantes de tubos, transportadores
e usuários tem dado resultados positivos no sentido de evitar as ocorrências gerando
forte redução de custos.
Figura 2- Seção transversal de uma solda por arco submerso de tubos de aço,
apresentando trincas por fadiga, indicadas pelas setas (TWI, 2002).
A fadiga é contabilizada para 90% dos casos de falhas em serviço. Projetos para
evitar sua ocorrência têm sido constantemente aprimorados de forma a se impor
29
limites seguros para as tensões admissíveis consideradas. Isto é particularmente
verdade no caso de componentes soldados, uma vez que a maioria das juntas soldadas
apresentam valores de fadiga muito baixos. A microestrutura e a geometria das soldas
e, em conseqüência, seus efeitos como fontes de concentração de tensões, são os itens
mais importantes a serem considerados do ponto de vista do estudo da ocorrência de
fadiga (MADDOX, 1989).
No caso de trincas por fadiga em tubos soldados devido ao transporte, as
ocorrências são geralmente em áreas localizadas, a saber:
• longitudinal ao longo das margens da solda;
• no metal base do corpo dos tubos;
• nas extremidades dos tubos, tanto na margem da solda como no metal base.
30
2- OBJETIVOS DO TRABALHO
Tomando como referência as ocorrências de trinca por fadiga devido ao
transporte de tubos de aço soldados, foi selecionado um tubo Ø 609,6 mm x 15,87 mm
x 12.290 mm, fabricado em conformidade à norma API 5L X65. Foram realizadas
caracterizações química, mecânica e metalográfica complementadas com a realização
de ensaios não destrutivos e ensaio de fadiga em anéis, para obtenção de dados
necessários aos seguintes objetivos:
1- Comprovar que um tubo de aço soldado, tendo sido aprovado em todas as
inspeções e testes realizados conforme a norma de fabricação API 5L, poderá estar
sujeito a apresentar trinca por fadiga devido ao transporte, se os procedimentos de
manuseio, carregamento e transporte não forem executados da maneira como
recomendado pelos fabricantes e pela norma API.
2- Reproduzir em escala de laboratório, a partir de anéis retirados do tubo, uma
condição real de transporte marítimo,
3- Comprovar que a ocorrência da trinca por fadiga nem sempre está associada a
defeitos macroscópicos possíveis de detecção por ensaios não destrutivos.
31
3- REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1-Aço API 5L X65 para Tubos Soldados por Arco Submerso.
Os aços para tubulação na indústria do petróleo são classificados segundo a API
(American Petroleum Institute) em função da aplicação, composição química e
resistência mecânica. Os aços utilizados especificamente na fabricação de tubos para
linhas de condução seguem a classificação API 5L (Specification for Line Pipe Steel).
Por exemplo, para o aço API 5L X65, os dois últimos dígitos após a letra X
especificam o limite de escoamento mínimo do material igual a 65.000 psi (448 MPa).
De acordo com Gray e Pontremoli (1987), são muitas as alternativas metalúrgicas para
fabricação dos aços de classificação X, podendo–se ter entre 50 e 60 opções entre os
graus X70 e X80, as quais são predominantemente relacionadas às composições
químicas e ao processo de laminação.
Os projetos de tubulação para transporte de produtos de petróleo já
apresentavam uma preocupação com a engenharia desde antes do início do século 20,
com a demanda do uso de óleo combustível. No trabalho de Leis e Bubenik (2001), é
mencionado que os primeiros oleodutos e gasodutos foram construídos a partir de
1930, devido o início do uso de gás natural associado ao desenvolvimento dos tubos de
aço, assim como aos métodos de união de tubos. Isto levou rapidamente a necessidade
de fabricação de tubos capazes de suportar maiores pressões internas, em diâmetros
cada vez maiores. Desta forma, novos aços com alta resistência e adequados para
soldagem foram desenvolvidos para facilitar a construção e, assim, evitando ou
minimizando a possibilidade de falhas.
Nos últimos 30 anos, exigências severas têm sido colocadas aos fabricantes de
tubos, com respeito ao desenvolvimento e processamento dos aços. Tubos soldados de
grande diâmetro são usados para transporte de óleo e gás porque oferecem maior
segurança na operação e representam soluções econômicas. Do ponto de vista
econômico a explicação é sustentada pela possibilidade de operação a altas pressões, e
32
assim, cobrir distâncias muito longas. Estes requisitos implicam em que o aço deve
possuir resistência e tenacidade altas, e que o tubo deve ter geometria otimizada para
assegurar transporte seguro de grandes volumes.
O desenvolvimento do aço API 5L X65, como mostrado na Figura 3, já
considerava uma mudança no processo de laminação a quente e posterior tratamento
térmico de normalização, para o processo de laminação controlada do aço microligado
ao nióbio e vanádio com teores cada vez menores de carbono(GRAY, 2007).
Figura 3-Desenvolvimento dos aços de alta resistência para tubos (GRAY, 2007)
3.1.1 - Influência da microestrutura
Os aspectos microestruturais tais como discordâncias, contornos de grão e
precipitações governam as propriedades mecânicas dos aços (FRAGIEL et al, 2005).
Nos aços de baixa liga, estes aspectos são desenvolvidos durante o resfriamento na
laminação, e são dependentes da taxa e da temperatura limite de resfriamento.
33
Na Figura 4 está ilustrado como a combinação de diferentes tipos de
microestruturas contribui para aumentar a resistência mecânica e a tenacidade dos
aços, partindo de um aço normalizado grau X60, o qual foi largamente utilizado até o
começo dos anos 70. Este aço tipicamente apresentava carbono (C)≈0,20%, manganês
(Mn)≈1,55%, vanádio(V)≈0,12%, nióbio (Nb)≈0,03% e nitrogênio (N)≈0,02%
(SHIGA et al, 1981).
Figura 4 - Efeitos da microestrutura sobre as propriedades de tração e
tenacidade (SHIGA et al, 1981)
O aço X65 laminado termomecanicamente (TMC), da Figura 4, é um aço
microligado ao nióbio e vanádio que contém ≈0,08% de carbono. A laminação
controlada resulta em uma significante redução do tamanho de grão ferrítico. O
refinamento do tamanho de grão é o único método pelo qual as propriedades de
resistência e tenacidade simultaneamente são melhoradas. A perda de resistência
ocasionada pela redução do teor de perlita é compensada pelos mecanismos de
endurecimento por precipitação e por discordâncias. A redução do teor de perlita, o
refinamento de grão, o endurecimento por discordâncias e por precipitação foram as
práticas metalúrgicas que contribuíram para o desenvolvimento do aço X65 em
apresentar propriedades ótimas de soldabilidade e favorável temperatura de transição
dúctil-frágil.
34
Os projetos futuros de tubulação de aço têm indicado a necessidade de aços
com resistência mecânica e tenacidade ainda mais altas do que os atualmente em uso,
os quais estavam limitados aos graus X65 (TAZ e SONMEZ, 2005) e X70
(MENDOZA et al, 1999), tanto é que no Brasil projeto especificando aço X80 já é
realidade (Projeto Mexilhão da Petrobras - Tubos Ø 863,6 mm x 19,04 mm-API 5L
X80). No exterior, projetos para regiões com condições adversas como no Canadá
(clima ártico) e no Japão (eventos sísmicos), já especificam aço API 5L X100. A
norma internacional IS0-3183, publicada em 2007, já elevou os graus do aço desde o
grau X80 para mais três graus superiores X100, X110 e X120. Este incremento em
requisitos mecânicos tornou-se tecnicamente possível mudando-se a matriz
microestrutural de ferrita-perlita para ferrita-bainita. Comparado ao aço API X65, estes
aços de graus superiores apresentam na composição química teores muito baixos de
carbono (C≈ 0,05%), tamanho de grão muito pequeno (ASTM 11/12), uma densidade
de discordância aumentada e também diferenças nas características de precipitação.
Conforme concluído por Araújo e Sampaio (2008), a obtenção de uma
microestrutura final que atenda ao conjunto de propriedades mecânicas requeridas em
cada caso, passa pelo completo controle da microestrutura durante a deformação a
quente e no resfriamento subseqüente do aço. O entendimento do efeito das variáveis
de processamento e da relação microestrutura-propriedades é, dessa forma, a chave
para o domínio da tecnologia de produção dos aços de alta e de ultra-alta resistência
mecânica.
As microestruturas apresentadas na Figura 5 são de aços para tubos soldados.
Em (a) é apresentada uma estrutura de grãos grosseiros de ferrita (ASTM 7-8), que são
característicos do processo de laminação convencional com posterior tratamento
térmico de normalização dos aços grau X60. Em (b) a microestrutura dos aços grau
X70 laminados por processo controlado termomecanicamente (TMC) é mais uniforme
e os grãos de ferrita acicular são finos (ASTM 10-11), embora apresentem um
destacado bandeamento de perlita. No aço X80, apresentado em (c), a microestrutura é
muito mais uniforme e fina (ASTM 12/13), obtida pelo processo de laminação
35
controlada termomecanicamente seguida de resfriamento acelerado (Hillenbrand e
Kalwa, 2002).
(a) (b)
(c)
Figura 5 - Microestruturas típicas dos aços API: (a) aço X60 laminado a quente e
normalizado, (b) aço X70 laminado termomecanicamente, (c) aço X80 laminado por
laminação controlada seguida de resfriamento acelerado (Hillenbrand e Kalwa, 2002).
3.1.2 - Laminação controlada termomecanicamente
A laminação controlada termomecanicamente (TMC) é o processo pelo qual os
vários estágios de laminação têm a temperatura controlada, sendo ainda a quantidade
de redução pré-determinada em cada passe e a temperatura de acabamento
precisamente definida. Este processamento é largamente utilizado para obtenção de
aços destinados a dutos, estruturas metálicas marítimas e outras aplicações de
engenharia (OUCHI, 2001). O objetivo básico da laminação controlada é deformar os
36
grãos de austenita durante o processo de laminação para obtenção de grãos de ferrita
finos durante o resfriamento. Isto resulta em um aumento simultâneo de resistência e
tenacidade e tem possibilitado a redução da quantidade de carbono nos aços de alta
resistência e baixa liga (aços ARBL), melhorando a soldabilidade destes aços.
Normalmente, para se obter um menor tamanho de grão de ferrita, utiliza-se laminar a
austenita em temperaturas (Tnr) onde a recristalização não ocorra. Nesta região,
proporciona-se a maior redução possível em intervalos de temperatura (antes do início
da transformação da ferrita) para que a austenita seja deformada sem recristalizar.
Relacionado ao gráfico da Figura 6, esta faixa de temperatura varia de 950°C até a
temperatura A
r3
(abaixo desta haverá formação de ferrita). Como o tempo para
recristalização entre os passes é insuficiente, pode-se obter grãos de ferrita, no
resfriamento posterior, com tamanhos da ordem de 3 a 6 µm. O processo metalúrgico
que ocorre durante a laminação controlada termomecanicamente seguida de
resfriamento acelerado pode ser entendido a partir do diagrama esquemático
representado na Figura 6 (SHIGA et al, 1981).
Figura 6 - Ilustração esquemática do processo de laminação controlada, seguida de
resfriamento acelerado (SHIGA et al, 1981).
Em essência, a laminação por TMC deve cumprir os objetivos citados a seguir:
37
1-Durante a laminação, maximizar a formação de sítios para a transformação da
austenita.
2-No resfriamento, maximizar a taxa de nucleação durante a transformação, por meio
da imposição de adequado grau de super-resfriamento da austenita e obter uma
combinação ótima entre os constituintes microestruturais presentes.
A Figura 7 mostra os efeitos do tipo de laminação e de taxa de resfriamento
sobre a transformação da austenita. Na laminação a quente convencional, a nucleação
da ferrita ocorre sempre nos contornos de grão da austenita recristalizada. No caso da
austenita deformada, obtida por laminação controlada, tomam-se três mecanismos que
aumentam a taxa de nucleação durante a transformação e, consequentemente,
promovem o refino da microestrutura final (TANAKA, 1995). O primeiro mecanismo
é o aumento da área dos contornos dos grãos austeníticos. O segundo é o aumento do
potencial de nucleação nos contornos devido à introdução de ressaltos (ledges). Os
ressaltos, formados a partir do escorregamento de discordâncias ao longo de
determinados planos de escorregamento durante a deformação, exibem energia de
ativação para nucleação bem inferior à de regiões planas do contorno. Por último,
ocorre a formação de sítios adicionais de nucleação associados à subestrutura de
deformação da austenita. Essas subestruturas, caracterizadas por uma elevada
densidade de discordâncias emaranhadas, favorecem a nucleação devido ao seu campo
de tensões. Os principais sítios desse tipo são as bandas de deformação e os contornos
de maclas (ARAÚJO e SAMPAIO, 2008).
Quando a austenita deformada é submetida a resfriamento acelerado
(MESPLONT, 2006), a transformação passa também a ocorrer a partir de outros tipos
de defeitos da rede, tais como discordâncias, contornos de subgrãos e interfaces
matriz-inclusões, refinando ainda mais a microestrutura, como mostrado na Figura 7.
O principal objetivo da laminação controlada convencional (LCC) é, portanto, a
maximização da formação de sítios no interior dos grãos, os quais são
operacionalizados com o emprego do resfriamento acelerado (RA). O aumento da taxa
de resfriamento resulta em redução das temperaturas de transformação e em aumento
38
da fração de constituintes formados em temperaturas mais baixas. Controlando-se a
taxa de resfriamento e as temperaturas de início e final de resfriamento, é possível
selecionar os constituintes que serão formados e, conseqüentemente, obter as
propriedades mecânicas desejadas (MASTROSOV, 2007).
Figura 7-Efeitos da laminação e do resfriamento sobre sítios de nucleação na
transformação da austenita (ARAÚJO e SAMPAIO, 2008)
3.1.3-Composição química (%) típica do aço API 5L X65.
Na Tabela 3 está apresentada a composição química especificada conforme a
norma API 5L X65. Na composição química sugerida pela norma API 5L, à exceção
do titânio (Ti) outros elementos de liga não são especificados. No entanto, se
adicionados propositalmente, para efeito de obtenção das propriedades mecânicas
especificadas, estes elementos devem ter a análise reportada.
Tabela 3- Composição Química do Aço API 5L X65 (API - Specification 5L
for Line Pipes, 2004)
Elemento Químico: C S P Ti Mn (A)
% em massa (max.): 0,22 0,015 0,025 0,06 1,45 0,15
39
Notas:
1-Para cada redução de 0,001% no percentual de carbono(C), pode-se ter um
acréscimo de 0,05 % no percentual de manganês (Mn), acima do máximo especificado
até um máximo de 1,5% para os graus X42 até X52, até um máximo de 1,65% para os
graus acima de X52 e menores que X70 e, até um máximo de 2,00% para os graus
X70 e maiores.
2-A soma de nióbio (Nb), vanádio (V) e titânio (Ti) representado por (A) na
tabela 3, não deve exceder 0,15%.
3-Quando o teor de carbono for menor ou igual a 0,12% deve ser informado o
número Pcm (1), (Parâmetro de medição de trinca), referente ao balanço químico da
composição do aço em questão. Este número é sugerido para ser ≤ 0,25 %, para
efeito de obtenção de melhores resultados de soldabilidade, minimizando a
possibilidade de ocorrência de trinca a quente.
Pcm = C+ Si
+ Mn+ Cu+ Ni+ Cr+ Mo+ V + 5B (1)
30 20 20 60 20 15 10
4-Quando o teor de carbono é maior que 0,12 %, o Instituto Internacional de
Soldagem (IIW) sugere CE (2), (Carbono Equivalente) ≤ 0,43.
CE = C+ Mn/6+ (Cr + Mo + V )/ 5 + ( Ni + Cu)/ 15 (2)
3.1.4 - Propriedades mecânicas típicas do aço API 5L X65.
Na Tabela 4 estão apresentados os valores de propriedades mecânicas
especificadas pela norma API 5L (2004) para o Grau X65, as quais foram tomadas
como referência para a caracterização mecânica do tubo selecionado para este estudo.
40
Tabela 4 - Propriedades mecânicas do tubo API 5L X65
(API-Specification 5L for Line Pipes, 2004)
3.2-Tubos de Aço Formados por Prensagem e Soldados por Arco Submerso.
3.2.1- Histórico
Brensing e Sommer (1993), citam em seu trabalho que, já em 1825, James
Whithouse patenteou o processo de fabricação de tubo soldado. Em 1931, o processo
de soldagem de topo em 1 passe, nomeado como processo Fretz-Moon foi
estabelecido. Na atualidade, os processos de soldagem por fusão predominam e são
usados extensivamente na produção de tubos de diâmetros 323,9 mm (12 ¾”) e acima.
.
Os pré-requisitos essenciais para fabricação de tubos de aço, para que cumpram
os mais altos parâmetros de qualidade, são a existência de eficientes equipamentos de
fabricação e tecnologias atualizadas de controle da qualidade. O registro e arquivo de
dados gerados nos vários estágios de produção e os testes realizados são requisitos
mandatórios da especificação API 5L (2004), sendo atualmente feito por meio de um
sistema integrado. Um sistema informatizado é classificado como integrado quando
engloba todos os estágios de fabricação, desde a fabricação da chapa na siderúrgica até
a liberação do tubo para instalação, e assegura uma completa rastreabilidade de dados.
A rastreabilidade é um requisito indispensável para que as fábricas de tubos sejam
CHARPY "V" FRATURA
A 0
o
C BATELLE A 0
o
C
448 MPa
600 MPa 0,93 20% 27 J 80%
( mínimo ) ( mínimo ) ( máximo ) ( mínimo ) ( média mínima ) ( média mínima )
LE LR LE / LR ALONGAMENTO
41
qualificadas e licenciadas por agências certificadoras e pelas companhias usuárias,
como por exemplo agências como: API, Lloyds Register, Bureau Veritas, Det Norske
Veritas e companhias como: Petrobras, Shell, ExxonMobil, Aramco, British
Petroleum, Total, Agip, Comgas, Enagas, etc.
Na Figura 8 está representado o fluxograma ilustrativo de uma fábrica de tubos
de aço, formados por processo UO e soldados por arco submerso.
Figura 8-Processo de fabricação de tubo de aço soldado (MOREIRA, 2007)
3.2.2-Fabricação de tubos de aço por meio de prensagem e soldagem automática por
arco submerso.
Neste processo de fabricação as chapas de aço são pré-formadas em 3 estágios
de prensagens consecutivos e distintos, sendo o 1º estágio a prensagem de bordas
(Crimping plates edges), o 2º estágio a prensagem em “U” (U-ing press) e o 3º estágio
a prensagem em “O” (O-ing press). Este processo, em algumas literaturas, é
mencionado como processo “U-O-E” ou seja : prensagem em “U’, prensagem em “O”
e expansão à frio “E”(U-ing, O-ing , Expanding).
42
A prensagem em formato “U”, como mostrado na Figura 9, é operacionalizada
por prensa hidráulica, a qual por meio de uma matriz e uma ferramenta circular
empurra a chapa entre dois suportes laterais. No instante imediatamente anterior ao
fim do curso descendente da matriz, automaticamente, a distância dos suportes laterais
é reduzida, de forma que seja aplicado um pequeno grau de sobreprensagem na chapa.
Esta sobreprensagem tem a finalidade de compensar o efeito “mola” (spring back).
Hillenbrand et al. (2004) estudaram o efeito “mola” na prensagem em “U”, concluindo
que este efeito aparece quando o aço apresenta uma faixa elástica muito grande, ou
seja, nos aços com L.E. muito elevado e, que é o caso da maioria dos aços para
fabricação de tubos.
Figura 9 - Prensagem em “U”
Após a prensagem em “U” cada chapa é introduzida na prensa “O” por meio de
uma mesa elevatória e posicionadora (conveyor). Os processos de deformação
aplicados nas prensas “U” e “O” são coordenados para assegurar que o efeito “mola”
não tenha efeito e altere a abertura do cilindro formado, e que as bordas longitudinais
tenham a maior regularidade possível, de maneira que na operação seguinte, onde é
Matriz da
prensa
Ferramenta
Chapa em
prensagem
no formato
de “U “
43
aplicada uma soldagem provisória por processo “MAG” automático, não ocorra algum
desalinhamento de bordas com degrau maior que 1,59 mm (offset). A operação de
prensagem em “O” é fundamental para a qualidade de formação do tubo em atender os
requisitos dimensionais de diâmetro, ovalização, retilinidade (empeno) após a
expansão a frio. Por esta razão é que são necessárias prensas hidráulicas com
capacidade de até 600 MN (60.000 Ton). No aspecto de tensões induzidas ao tubo por
deformação a frio, estas operações devem estar sobre controle e, na atualidade para os
aços de graus API X70 e superiores, estudos prévios utilizando ferramentas de
simulação por FEA (Finit Elements Analisys) tem grande aplicação.
Outro aspecto importante a ser mencionado é relativo ao “Efeito Bauschinger”,
como ilustrado na Figura 10. Este efeito, estudado por Ratnapuli (1987), trata da queda
das propriedades mecânicas dos aços API (LE e LR), em conseqüência da compressão
durante as prensagens e a recuperação das mesmas pelo efeito de forças de tração
durante a expansão a frio. As propriedades de tração de tubos de aço soldados são
tradicionalmente medidas por meio do ensaio de tração em corpos-de-prova planos, os
quais são removidos na forma do raio do tubo e aplainados para confecção dos corpos
de prova. No entanto, estudos têm mostrado que devido ao efeito Bauschinger o
processo de aplainamento dos corpos-de-prova induz uma alteração significante no
limite de escoamento determinado no ensaio de tração (TAKEUCHI et al, 2002). Para
evitar o efeito do aplainamento, usam–se corpos-de-prova cilíndricos confeccionados a
partir de seções retiradas do tubo sem aplainamento. Comparando–se os valores do
limite de escoamento determinados em corpos-de-prova planos e cilíndricos,
verificam-se valores maiores obtidos nos corpos-de-prova cilíndricos.
44
Figura 10-Representação esquemática do efeito Bauschinger (RATNAPULI, 1987).
Após a prensagem em “O” as bordas longitudinais de cada chapa são unidas
por solda provisória, por meio de processo de soldagem semi-automática (processo
“MAG”), a qual é uma operação preliminar a soldagem automática por processo de
arco submerso, que é realizada primeiramente pelo lado interno e depois em outra
estação de trabalho, pelo lado externo. É condição obrigatória estabelecida por todas as
normas de fabricação de tubos de aço soldados, que, quando usado processos de
soldagem por fusão elétrica, pelo menos um passe de solda seja feito pelo lado interno
do tubo.
O processo de soldagem elétrica denominado “Arco Submerso” é definido
como processo no qual o arco elétrico, estabelecido entre um eletrodo metálico e a
peça a soldar, fica coberto (submerso) por uma camada de material granulado,
composto de uma mistura de óxidos de metais alcalinos e metais alcalinos terrosos,
complementados por quantidades definidas de ferro-liga, de tal forma que se tenha
uma composição química definida. Durante a fusão, na operação de soldagem, parte
deste material é incorporado à solda. Este material particulado é tecnicamente definido
em soldagem como “Fluxo”. Conforme o processo de fabricação, o fluxo poderá ser
classificado como fundido ou aglomerado (OGBORN, 1993). Eletrodos com baixo
teor de carbono e microligados com titânio e boro garantem a presença de ferrita
45
acicular na região soldada aumentando a tenacidade do metal depositado (XUE et al,
2005).
As máquinas de solda para o processo arco submerso, usadas nas fábricas de
tubos, em geral são equipadas com cabeçotes de soldagem contendo eletrodos
múltiplos (2, 3, 4 ou 5 eletrodos).
Na Figura 11, está ilustrada uma operação de soldagem por arco submerso, em
máquina equipada com 4 eletrodos, sendo destacados com números de 1 à 4. Nos
processos de múltiplos eletrodos (múltiplos arcos elétricos), onde cada eletrodo é
alimentado por uma fonte elétrica independente (gerador de corrente contínua ou
corrente alternada), é prática usual, o primeiro eletrodo estar configurado com corrente
contínua e os demais em corrente alternada.
Figura 11-Processo de soldagem por arco submerso com 4 eletrodos
Após soldagem, é prática comum entre os fabricantes de tubos soldados, a
aplicação de um ensaio não destrutivo no comprimento total da solda, em 100% dos
tubos fabricados. Estes ensaios não destrutivos, são preferencialmente o ultra-som
automatizado e/ou fluoroscopia (raios-X em tempo real), que têm a primeira finalidade
de monitorar e controlar o processo de soldagem, e como segunda finalidade detectar
qualquer defeito na solda, antes da operação de expansão à frio. Isto se faz desta forma
1 2 3 4
46
porque, nas especificações de fabricação de tubos soldados, não se permite qualquer
reparo por solda manual após o tubo ser expandido a frio, para evitar qualquer
incremento de tensões residuais no tubo.
A operação de expansão a frio (Figura 12) é feita em todos os tubos e tem a
finalidade de conferir a cada tubo as características dimensionais (diâmetro, ovalização
e retilinidade) em observância às tolerâncias especificadas para cada uma destas
variáveis. O percentual de expansão aplicado é controlado para que não ultrapasse 1,5
% do diâmetro de cada tubo e, em geral, trabalha-se na faixa de 1,1 a 1,2 % para tubos
até os graus API 5L X70 e na faixa de 0,8 a 0,9 % para graus API 5L X80 e maiores.
Figura12 - Equipamento para Expansão a frio
Seguindo no fluxo produtivo de tubos de aço soldados, há a operação de teste
hidrostático, a qual é aplicada em 100% dos tubos. A pressão de teste hidrostático é
calculada conforme a fórmula de Barlow, apresentada abaixo (API 5L, 2004):
2.S.T
P =
_________
onde :
(3)
D
P= Pressão de teste (KPa)
S= 90 % do LE do aço utilizado ( MPa)
T= espessura do tubo (mm)
D= Diâmetro externo do tubo (mm)
47
Usualmente, a técnica de ensaio não-destrutivo aplicada para assegurar a
qualidade da solda quanto a detecção de defeitos é o ultra-som ( Figura 13). Para efeito
de confiabilidade e repetibilidade do método, usam-se sistema automáticos com
arranjo de transdutores orientados para detecção de defeitos logitudinais, transversais e
oblíquos. Os sistemas automáticos ainda são equipados com sistema de registro
gráfico, sistema de guia de solda automático por laser, sistema de alarme para indicar
detecção de falha , falta de acoplamanto, etc (Liessem, 2002).
Na inspeção por ultra-som, é fundamental a confecção de padrões nas mesmas
dimensões dos tubos à inspecionar, para se efetuar a calibração do equipamento antes
do início da obra, no decorrer desta, e depois para verificação, passando–se o padrão
pelo menos 3 vezes no turno de trabalho (início, meio e fim do turno).
Figura 13-Equipamento de ultra-som automático (Liessem, 2002)
3.3-Estudo da Zona Termicamente Afetada de Tubos Soldados por Arco
Submerso
Na soldagem por arco submerso, a seleção dos valores apropriados para os
parâmetros de soldagem (tensão, corrente e velocidade de soldagem) é essencial para o
controle do tamanho da zona termicamente afetada (GIANETTO et al, 1997), e
48
também para obtenção do cordão de solda com dimensões e qualidade adequadas.
Conforme Gunaraj e Murugan (2002), em qualquer processo de soldagem a
microestrutura da região soldada é afetada por consideráveis mudanças em função dos
ciclos de aquecimento e resfriamento inerentes ao processo específico que se está
empregando. No entanto, somente é possível a obtenção da junta soldada com
propriedades adequadas se a microestrutura da zona termicamente afetada tiver
propriedades adequadas.
Em geral, alguns dos parâmetros de soldagem e algumas condições
operacionais influenciam as características da microestrutura da zona termicamente
afetada, e assim determinando as propriedades, tais como: dureza, tenacidade e
suceptibilidade ao trincamento. Excessivo aporte de calor, por exemplo, pode conduzir
na obtenção de uma zona termicamente afetada muito larga e com valores baixos de
energia obtidos no ensaio de Charpy, particularmente tratando-se do processo de
soldagem por arco submerso. Do ponto de vista metalúrgico, a zona termicamente
afetada pode ser dividida em 4 regiões, a saber: 1- região de grãos grosseiros, 2- região
de normalização, 3- região intercrítica e 4- região subcrítica, como pode ser visto na
Figura 14 (GUNARAJ e MURUGAN, 2002) (XXXX).
Figura 14-Diferentes áreas da ZTA (GUNARAJ e MURUGAN, 2002).
Na prática, como recurso para um controle de propriedades nestas regiões, usa-
se impor limite máximo ao aporte de calor, pois este afeta diretamente a extensão da
zona de crescimento de grãos e o ciclo térmico. As mudanças de microestruturas das
200 X
49
zonas intercríticas e subcríticas já são muito menores e concorrem com influência
menor nas propriedades da junta soldada.
Liessem e Erdelen-Peplpler (2004), em estudo sobre a significância da
tenacidade na zona afetada termicamente da solda longitudinal de tubos de aço,
abordaram o fato de que dentro da zona termicamente afetada ao longo do
comprimento da solda, ocorrem regiões discretas com microestrutura propensa a
apresentar baixos valores de tenacidade, e que não podem ser evitadas. Estas regiões
são comumente denominadas de zonas de fragilidade localizadas (ZFL). A natureza
destas zonas tem sido intensamente investigada, e seu conhecimento é amplamente
explorado atualmente na tecnologia de fabricação dos aços, na laminação de chapas e
na fabricação de tubos.
A tenacidade na ZTA é melhorada pela redução dos constituintes martensita-
austenita (MA) e pelo refinamento dos grãos austeníticos, mas isto não impede áreas
localizadas de baixa tenacidade dentro da região de granulometria mais grosseira da
ZTA. Na prática, isto tem sido amplamente aceito porque a confiabilidade estrutural de
tubos soldados produzidos e inspecionados por intermédio de métodos muito precisos,
mostra não apresentar influencia devido a que estas regiões de baixa tenacidade são de
tamanho e localização limitadas. Isto foi comprovado por meio de numerosos
programas de ensaios em escala real onde se executaram testes de Charpy, CTOD e
teste Estouro (Burst Test). A conclusão destes programas de testes é que a fratura na
ZTA de tubos soldados ocorre a partir de defeito com tamanho crítico no sentido da
espessura e é independente da tenacidade. Entretanto, muitas especificações de
fabricação de tubos de aço, estabelecem um critério específico para os valores de
tenacidade na ZTA, e no caso de falhas nestes testes, um programa de re-testes está
definido para estabelecer as condições de aceitação do lote de produção.
Especificamente ao tubo em estudo (Ø 609,6 mm x 15,87 mm API X65)
soldado por arco submerso, sendo o cordão de solda interno e o cordão de solda
externo obtidos por soldagem com 4 eletrodos em poça de fusão única, pode ser
verificado que trata-se de um processo com alto aporte de calor e condições de
50
resfriamento que influenciam diretamente os valores de tenacidade da ZTA, quando
comparados aos valores do metal de solda e do metal base.
3.3.1-Variáveis de processo.
As variáveis de processo as quais afetam a geometria do cordão e a qualidade
da junta soldada são: tensão do arco (V=Volts), velocidade de alimentação dos
eletrodos (F=m/min), velocidade de soldagem (S=m/min) e distância bocal-peça
(N=mm), são controladas independentemente de forma manual ou automaticamente
por meio de programa de computador.
3.3.1 (a)-Tensão do Arco
Gunaraj e Murugan (2002), em estudo para simular as características da zona
termicamente afetada, partindo da constatação de vários pesquisadores (LINNERT,
1994, LANCASTER, 1987 e PATCHET, 1987) de que a tensão do arco (Volts) não
tem efeito significante na dimensão da zona termicamente afetada, chegaram a
resultados diferentes. Foi constatado que a tensão do arco (V) tem menor efeito que a
velocidade de alimentação do eletrodo (F), mas, no entanto, um aumento de “V”
representa um aumento no tamanho da ZTA. A explicação é dada pelo fato de que
aumentando “V”, há um aumento do aporte de calor (heat imput), e assim uma redução
na taxa de resfriamento.
3.3.1 (b)-Velocidade de alimentação dos eletrodos
A largura da ZTA é afetada pela variação da velocidade de alimentação dos
eletrodos “F”, de maneira que um aumento de “F” representa um aumento na largura
da ZTA, porque há um aumento do aporte de calor, e assim uma redução na taxa de
resfriamento (GUNARAJ e MURUGAN, 2002).
3.3.1 (c)-Velocidade de soldagem
51
Foi comprovado por Christensen (1965), que a velocidade de soldagem “S” é o
principal fator para controle do aporte de calor e da largura da ZTA. Sendo o aporte de
calor inversamente proporcional à velocidade de soldagem “S”, ou seja, qualquer
aumento de “S” representa um decréscimo do aporte de calor. A equação básica para
cálculo do aporte de calor é:
AC= A x V
onde, (4)
S
AC= Aporte de calor (heat imput) (KJ/Cm)
A= Corrente de soldagem (Amperes)
V= Tensão do arco (Volts)
S= Velocidade de soldagem (Cm/min)
3.3.1(d)-Distância bocal-peça
Esta variável é a que menos tem influência na largura da ZTA, pois, embora
haja um pequeno decréscimo no tamanho da ZTA com um aumento da distância
bocal-peça, este decréscimo é muito pequeno, não interferindo nas propriedades
mecânicas (GUNARAJ e MURUGAN, 2002).
3.4-Fadiga em Solda de Tubos de Aço
Conforme documento do WTIA (2006), a fadiga é definida como um dano
acumulativo, localizado e permanente causado por repetidas flutuações de tensão
(Figura 15), algumas vezes abaixo da máxima tensão de projeto calculada para cada
caso em particular. Este carregamento cíclico pode levar a uma trinca com crescimento
gradual ou às vezes a uma ruptura catastrófica da estrutura. O número de fraturas por
fadiga nas falhas em serviço é contabilizado como sendo maior do que por qualquer
outro mecanismo de falhas conhecido e estudado em engenharia (MADDOX, 2007).
No caso de fratura por fadiga em tubos de aço soldados, a maior freqüência de
ocorrência de trinca é na extremidade destes e nem sempre estão associadas a um dano
52
mecânico preliminar. As trincas são detectadas na maioria das vezes por meio do
ensaio de raios X, aplicados na solda circunferencial feita no campo para união dos
tubos (BRUNO, 1987).
Figura 15-Carregamento cíclico (MADDOX, 2007)
Componentes soldados, como é o caso de tubos, são menos tolerantes a
flutuações de tensões do que componentes não soldados, por três razões:
a) Soldas podem conter defeitos internos os quais atuam como pontos iniciadores de
crescimento de trinca;
b) A geometria do cordão de solda atua como ponto de concentração de tensão e,
portanto, como ponto iniciador de trinca conforme ilustrado na Figura 16, conforme
análise feita por Morgan(2004) em simulação por elementos finitos de tubo de aço.
Figura 16-Ilustração do ponto de concentração de tensões em tubo de aço soldado, no
caso em que a solda está em contato com a superfície de apoio (MORGAN, 2004).
Solda em
contato
com a
superfície
de apoio
53
c) Os processos de soldagem introduzem tensões residuais na região da solda, e assim
contribuem nas flutuações de tensões.
O transporte e estocagem de fluidos em tubos pode ocasionar cargas cíclicas
devido a flutuação da pressão interna a qual excede a pressão normal de operação da
tubulação. Nestes casos especiais, o projeto do tubo é baseado na resistência a carga
dinâmica e não na resistência a carga estática (ERDELEN-PLEPPER et al, 2004).
3.4.1-Fratura por fadiga
A fratura por fadiga resulta do desenvolvimento progressivo de uma trinca, sob
a influência de aplicações repetidas de tensões, geralmente inferiores ao limite de
escoamento do material. O processo de falha por fadiga é caracterizado por três etapas
distintas: (1) iniciação da trinca, onde uma pequena trinca se forma em algum ponto de
alta concentração de tensões; (2) propagação da trinca, durante a qual essa trinca
avança em incrementos a cada ciclo de tensões; e (3) fratura final, que ocorre muito
rapidamente uma vez que a trinca que está avançando tenha atingido o seu tamanho
crítico. A vida em fadiga (N
f
) ou seja a quantidade de ciclos até a fratura, pode ser
considerada, portanto, como sendo a soma do número de ciclos para a iniciação da
trinca (N
i
)
e a propagação da trinca (N
p
) ( CALLISTER, 2005):
N
f
= N
i
+ N
p
(5)
A contribuição da etapa de fratura final para a duração total da fadiga é
insignificante, uma vez que ela ocorre muito rapidamente.
3.4.2-Mecanismos de nucleação de trincas
As trincas associadas com falhas por fadiga quase sempre se iniciam (ou
nucleiam) sobre a superfície de um componente em algum ponto de concentração de
tensões. Os sítios de nucleação de trincas incluem riscos superficiais, ângulos vivos,
porosidades em solda, inclusões, concentradores macroscópicos de tensão, assim como
regiões de não uniformidade microestrutural e química. Uma vez que uma trinca
54
estável tenha se nucleado, ela então começa a se propagar muito lentamente e, em
metais policristalinos, ao longo dos planos cristalográficos com elevadas tensões de
cisalhamento. A fratura final pode ter características frágeis ou dúcteis, dependendo do
material envolvido e das circunstâncias das tensões e do meio.
A Figura 17 mostra uma representação esquemática das etapas de nucleação
(estágio I) e propagação (estágio II) de trinca por fadiga. Normalmente, estes pontos
são pontos concentradores de tensão onde ocorre deformação plástica localizada
(CALLISTER, 2005).
Figura 17-Representação esquemática mostrando os estágios I e II da propagação de
trinca por fadiga em metais policristalinos (Callister, 2005).
A Figura 18 mostra a evolução da trinca por fadiga onde tem a zona plástica na
ponta da mesma. Em termos microestruturais, três sítios para iniciação de trincas
podem ser considerados no fenômeno de fadiga: bandas de deslizamento persistente
(BDP), contornos de grão e inclusões. Outros pontos importantes para a nucleação de
trincas por fadiga são os contornos de grãos do material. Uma possível fonte seria a
interação entres as bandas de deslizamento persistentes, as quais são constituídas por
intrusões e extrusões no material, e a interface dos contornos de grãos. Uma vez
admitida a nucleação de trinca no material, o modo microscópico de crescimento de
trinca por fadiga é fortemente afetado pelas características microestruturais de
deslizamento do material, nível de tensão aplicada e extensão da zona plástica à frente
55
da trinca. Em metais dúcteis, o crescimento cíclico da trinca pode ser considerado
como um processo de intensa deformação localizada em bandas de deslizamento
próximas a ponta da trinca, que leva à criação de novas superfícies de trinca por
decoesão em cisalhamento. Quando a trinca e a zona de deformação plástica à frente
da ponta da trinca são confinadas dentro de poucos grãos do material, o crescimento da
trinca ocorre predominantemente por cisalhamento simples, na direção do sistema de
deslizamento primário. À medida que a trinca vai se propagando, a zona plástica à
frente da trinca engloba diversos grãos. O processo de crescimento de trinca envolve
escoamento simultâneo ou alternado ao longo de dois sistemas de deslizamento. Este
mecanismo de deslizamento duplo, denominado de estagio II, resulta numa
propagação planar da trinca (modo I) normal ao eixo de aplicação da carga. A
transição do estágio I para o estágio II do crescimento da trinca é acompanhada por
uma visível mudança de comportamento à fratura, de fortemente sensível à
microestrutura para praticamente insensível à microestrutura. O estágio II de
crescimento da trinca por fadiga em muitas ligas metálicas, como é o caso do aço, é
caracterizado pela formação de estrias, que consistem em ondulações na superfície da
fratura (GODEFROID, 2003).
Figura 18-Representação esquemática da evolução de uma trinca por fadiga
destacando-se a zona plástica na ponta e a geração de estrias na fratura
(GODEFROID, 2003)
3.4.3-Teste de tenacidade em juntas soldadas
Direção de crescimento
Estágio I
ori
g
e
m
Está
g
io II
Deformação
Plástica
1 Estria
56
As juntas soldadas são de particular importância quando se analisam fraturas
devido às seguintes variáveis: tensões residuais, concentração de tensões, variações na
microestrutura, propriedades dos materiais e ainda a possibilidade da existência de
defeitos na solda.
Conforme Maddox (2007), atualmente em análise de falhas já é usual a
aplicação dos conceitos de mecânica da fratura (Figura 19), e assim a preocupação
com a trinca, e como esta se comporta, se torna evidente. No contexto de fadiga, a
mecânica da fratura é usada principalmente para se estabelecer a taxa de crescimento
segura da trinca, ou seja, até que comprimento uma trinca pode ser tolerada antes da
ocorrência da fratura. Os princípios de mecânica da fratura são aplicáveis quando uma
trinca ou uma falha com característica de trinca está presente, como por exemplo:
●trinca por fadiga
●pequena falha adjacente ao cordão de solda
●defeitos planares tipo: falta de fusão, falta de penetração, trinca de hidrogênio.
Os testes de tenacidade em juntas soldadas geralmente são significantemente
mais complicados de se executar do que nos metais de base, pelas seguintes razões:
●a posição da ponta da trinca é de fundamental importância para assegurar que
o local correto estará sendo analisado,
●pode ser difícil a extração de amostras adequadas da junta soldada em função
da geometria desta,
●as tensões residuais afetam o meio pelo qual a trinca por fadiga cresce,
tornando complicada a execução da pré-trinca.
A fratura é um mecanismo de falha que envolve um rápido e instável
crescimento de uma trinca. Falhas por fratura podem ocorrer sob a aplicação de níveis
de tensão significantemente abaixo do limite de escoamento e são frequentemente
catastróficas e quase sempre de maneira inesperada. Para este tipo de falha ocorrer
uma indesejável combinação de tensão, tamanho da falha e tenacidade à fratura é
57
requerida e assim o crescimento da trinca poderá também depender da combinação dos
fatores: nível da tensão aplicada; do tamanho da falha e das propriedades do material
(MADDOX, 2007).
Figura 19-Conceito de Mecânica da fratura: tensão e fator intensidade de tensão
(MADDOX, 2007)
3.4.4- Propagação da trinca- Lei de Paris.
A base para aplicação de mecânica da fratura para análise de falhas devido à
fadiga é a relação estabelecida experimentalmente entre a propagação da trinca da/dN
e o fator de intensidade de tensão ∆K, baseados na faixa de tensões cíclicas, conhecida
como Lei de Paris, após Paul Paris em 1930, ter estudado este tema (MADDOX,
2007).
dA / dN = A(∆K)
m
, onde A e m são constantes do (6)
material determinados experimentalmente.
Assim, se a taxa de crescimento da trinca é plotada em um gráfico log-log em
função do fator de intensidade de tensão K (Figura 20), para vários incrementos de
58
crescimento da trinca haverá uma relação linear entre a taxa de crescimento da trinca e
a variação de K (∆K).
Figura 20-Propagação da Trinca-Lei de Paris (MADDOX, 2007).
Esta relação linear é truncada em valores baixos de ∆K pelo limiar de valores
de ∆K, abaixo do qual não há crescimento da trinca por fadiga e a altos valores de ∆K,
quando se aproxima a ocorrência de fratura. Os valores de crescimento da trinca por
fadiga são obtidos tipicamente sob carga zero em tensão (R=0), sendo R definido
como a razão de tensão, ou seja, a razão K
max.
/ K
min
. Para carregamentos com R<0, os
componentes de tensão em regime compressivo tem pequeno efeito e, portanto, o valor
efetivo de ∆K é levemente maior que a parcela em regime de tração. Para
carregamentos com R>0, há a tendência de acréscimo da razão da/dN no regime da Lei
da Paris, dependendo do material, mas poderá haver um grande efeito no limiar e nas
regiões próximo à fratura.
59
Para uma previsão do crescimento da trinca por fadiga, a Lei de Paris deverá
ser integrada, e desta forma, se tem:
A limitação do uso do fator de intensidade de tensão K para análises de fratura
é pequena quando usado para análise de fadiga. Sob cargas flutuantes, o tamanho da
zona plástica na ponta da trinca na região cíclica depende o dobro do limite de
escoamento (devido a reversão da plasticidade) e o tamanho da zona plástica na ponta
da trinca na região estática depende apenas um quarto. Como resultado disto, ∆K é
ainda de muita utilidade para caracterização do crescimento de trinca por fadiga (em
tensão plana e deformação plana), mesmo sob altos ou baixos ciclos de fadiga. Esta
situação é análoga à boa correlação entre a vida sob fadiga e a tensão pseudo-elástica
usada para controlar deformação (MADDOX, 2007).
3.5-Transporte de Tubos de Aço Soldados.
Os meios de transporte de tubos de aço mais utilizados mundialmente são os do
tipo: rodoviário, ferroviário e naval (Figura 21). Para cada uma destas modalidades os
fabricantes de tubos possuem procedimentos, os quais recomendam práticas operativas
que visam evitar a ocorrência de avarias nos tubos durante o manuseio para
carregamento, durante a viagem e também durante o descarregamento. Nestas práticas
operativas também estão incluídos itens de segurança para prevenção contra acidentes
do pessoal envolvido diretamente ou indiretamente no transporte, assim como evitar
danos materiais e ao meio ambiente.
( 7 )
60
(a) (b)
(c)
Figura 21-Meios de transporte de tubos: (a) Transporte por caminhão,
(b) Transporte por trem e (c) Transporte por navio
3.5.1-Transporte de tubos de aço soldados por caminhão.
No Brasil, o transporte por caminhão, como ilustrado na Figura 21 (a), é o mais
utilizado por razões da estrutura da malha rodoviária e limitações dos meios
ferroviário e naval. O transporte de tubos de aço soldados, por caminhão, é efetuado de
3 maneiras à saber:
(a) tubos carregados de maneira individual em arranjo retangular (Figura 22).
(b) tubos carregados de maneira individual em arranjo piramidal (Figura 23).
61
(c) tubos carregados em feixe ou amarrado (Figura 24).
Figura 22-Transporte de tubos por caminhão de maneira individual em arranjo
retangular
Figura 23-Transporte de tubos por caminhão de maneira individual em arranjo
piramidal
62
Figura 24-Carregamento de tubos por caminhão em feixe ou amarrado
Como medida de segurança durante a viagem é recomendado que cada
caminhão tenha proteções adicionais na frente e traseira da carroceria, para evitar o
deslocamento longitudinal da carga.
3.5.2-Transporte de tubos de aço soldados por trem.
O arranjo da carga de tubos de aço soldados nos vagões ferroviários, como
ilustrado na Figura 25, segue as mesmas premissas do transporte por caminhão no
sentido de conter medidas que evitem danos prévios aos tubos e ocorrência de danos
durante a viagem. Tanto para vagões abertos como para os fechados do tipo gôndola,
são necessárias proteções com vigas de madeira tanto nas laterais como no assoalho de
cada elemento da composição. Assim como no transporte por caminhão, a carga pode
ser composta de tubos a granel separados por viga de madeira ou cargas amarradas. Da
mesma forma que nos caminhões, a solda de um tubo nunca deve estar em contato
com outro tubo ou qualquer parte metálica do vagão, assim como nunca a solda deve
estar posicionada em contato direto com a superfície de apoio.
63
Figura 25-Transporte de tubos de aço soldados por trem
3.5.3-Transporte de tubos de aço soldados por navio.
Para assegurar um transporte seguro dos tubos, os seguintes ítens devem ser
aplicados:
i- Seleção do navio
a) Ser um navio dos segunites tipos: Box Shaped, Open Hatch, Single Deck ou
Bulk Carrier.
b) Não poderá ter mais que 20 anos.
c) Ser o navio classificado pelo Lloyd’s ou classificadora naval equivalente
(ABS, DNV, etc).
ii- Características dos porões do navio.
Os porões dos navios deverão ser grandes o bastante para permitir a estiva da
carga de maneira que os tubos sejam estivados longitudinalmente paralelos ao eixo do
navio, com um espaço de no mínimo 0,50 metros entre as pilhas e qualquer outra
carga, colunas ou outras estruturas tipo escada australiana, dutos de ar, etc, ou entre
duas pilhas de tubos. Fora de boca com mais de 3 metros no bombordo e boroeste não
64
são recomendados. Porões quadrados são os mais recomendados, e porões afunilados
só serão aceitos se a diferença entre a vante e a ré não exceda a 5 metros.
iii-Carpintaria nos porões.
Para a estiva dos tubos, os mesmos deverão ser colocados sobre vigas de
madeira geralmente na dimensão 3”x 6”, para evitar o contato da parede do tubo com
o fundo metálico do porão. Nas laterais do porão seguindo o formato do costado,
devem ser colocadas também vigas de madeiras verticais para evitar o contato com os
tubos.
iv- Cuidado com os cordões de solda.
Os cordões de solda, em hipótese alguma, deverão tocar os demais tubos ou
qualquer estrutura, conforme recomendado pela norma API RP 5LW (2003).
v- Limite de empilhamento.
O limite de empilhamento (Figura 26) para tubos nús deve ser calculado pela
seguinte fórmula, conforme estabelecido na norma API RP 5LW (2003):
( T/ 1,4)
N=
_______________________________________________________
(8)
0,426 x (D
2
/t) x [(0,152 x (Lx B x W) / B ) + 1]
onde:
N= número de camadas
T= limite de escoamento do aço do tubo (MPa)
t= espessura de parede do tubo (mm)
L=comprimento nominal do tubo (mm)
B= número de vigas sob a pilha de tubo ( mínimo 4 conforme recomenda a API 5LW)
W= largura da viga de madeira (mm)
D= diâmetro externo do tubo (mm)
65
Figura 26-Preparação do madeiramento nos porões do navio e carregamento:
(a) Preparação com madeiras no fundo do porão, (b) Preparação com madeiras nas
laterais do convés, (c) Estivagem das primeiras camadas de tubos, (d) carga já em
estágio avançado de estiva
.
3.5.4-Análise das tensões impostas ao tubo sob carregamento
Quando um tubo está sujeito a pressão interna, a tensão circunferencial é, pelo
menos, duas vezes maior que a tensão longitudinal. Entretanto, o maior perigo de
ocorrência de falha é quando se tem a presença de trinca longitudinal no tubo.
Evidências dos casos de trinca por fadiga devido ao transporte, indicam que estas
usualmente se propagam a partir de ambas as superfícies interna e externa em até 30%
da espessura do tubo. Para identificar os componentes das tensões impostas ao tubo
devido às operações de carregamento, as quais são praticadas usualmente e que podem
provocar a trinca por fadiga em tubos de aço soldados, primeiro será considerado um
modelo simplificado, como mostrado na Figura 26. Uma força vertical P, atuando
sobre a superfície horizontal de um tubo, causa uma deformação radial W, e que pode
ser expressada da seguinte forma (KUNERT e OTEGUI, 2004):
W= 0,296 P R
3
/ E I onde, ( 9 )
(a) (b)
(c) (d)
(a) (b)
(c) (d)
66
P= Força peso devido a carga de tubos acima
R= Raio do tubo
E= Módulo de Young do aço
I= Momento de Inércia do Tubo
Figura 27- Deformação radial em tubo devido a carga lateral
(KUNERT e OTEGUI, 2004)
A máxima tensão de tração imposta a superfície externa do tubo pode ser
calculada como:
S
e
= 0,637 R b P/ 2 I, onde : (10)
b= espessura do tubo
A mínima tensão cíclica ∆S a qual pode provocar fadiga a partir da superfície
externa, estando esta livre de defeito, é próxima ao limite de fadiga do tubo, o qual é
estimado como sendo aproximadamente a metade do limite de escoamento do aço do
tubo ( LE= 448 MPa para o aço API 5L X65).
Para simular uma condição de transporte onde a carga superior atua sobre
determinado tubo abaixo e este é suportado lateralmente por outros tubos ou por
proteção lateral, será considerado o modêlo simplificado, como mostrado na Figura 27.
No modelo simplificado é assumido uma carga uniformemente distribuida ao longo do
comprimento, e não está considerada qualquer outra solicitação por fricção ou
cisalhamento. Esta carga concentrada gera tensões longitudinais e circunferenciais
devido a solicitação na parede do tubo. A máxima tensão por tração está localizada no
67
ponto médio A da Figura 28, e as equações para estas tensões resultam que o estado de
tensão circunferencial é a soma da tensão por membrana compressiva S
cm
e a
componente da tensão em dobramento S
cb
, como mostrado na Figura 29 (ROARK,
1975).
Figura 28-Carga concentrada em pequeno comprimento de tubo, simulando
tensionamento cíclico no regime elástico (KUNERT e OTEGUI, 2004).
Ciclos positivos de tensão em ambas as superfícies do tubo podem ser
produzidos pela contenção lateral dos tubos adjacentes da carga. As tensões cíclicas
que atuam lateralmente são similares as provocadas pela carga dinâmica vertical
devido ao peso da carga superior.
Figura 29- Estado de tensão circunferencial no tubo em condição
similar a apresentada na Figura 28 (KUNERT e OTEGUI, 2004)
68
4- Materiais e Métodos.
Para atender aos objetivos deste trabalho, definidos no item 2, foi planejada a
análise experimental dividida em duas linhas de análise, como mostrado no
fluxograma da Figura 30. Todos os ensaios realizados para a análise experiemental
foram realizados nos laboratórios do Departamento da Qualidade da TenarisConfab
em Pindamonhangaba-SP.
Figura 30- Fluxograma da análise experimental
Análise Experimental
Tubo Ø 609,6 x 15,87 x 12.250 mm
API 5L X65
Caracterização do Material
Ensaios em escala real em anéis
do tubo com comprimento de
100 mm
Caracterização Química
Caracterização Metalográfica
Caracterização Mecânica
Ensaios Não Destrutivos
Ensaios de Dureza
Ensaios de Tração
Ensaios de Dobramento
Ensaios de Impacto
Ensaios de CTOD
Ensaio de Fadiga
Simulação de
Carregamento de Navio
Ensaio de Tensões
Residuais
1ª Condição: Solda em contato
com superfície de apoio
2ª Condição: Solda na condição
real de carregamento
1ª linha de análise 2ª linha de análise
69
A primeira linha de análise denominada como caracterização do material foi
realizada por meio da execução de ensaios químicos, ensaios metalográficos e ensaios
mecânicos em corpos-de-prova preparados a partir de amostras retiradas do tubo
selecionado para este estudo, conforme mostrado na Figura 31 e nas quantidades
conforme a Tabela 5. O tubo selecionado para teste foi fabricado pela TenarisConfab
em 05/07/2006 , tendo recebido o número sequencial de fabricação 30871, e ainda tendo
sido fabricado e ensaiado conforme padrões de qualidade estabelecido pela norma API
5L X65.
Figura 31- Croqui da retirada de corpos-de-prova do tubo N. 30871
70
Tabela 5- Quantidade e tipos de corpos-de-prova retirados do tubo N.30871.
4.1- Caracterização Química
Foram realizadas análises no metal base, no cordão de solda interno e no cordão
de solda externo. As amostras com dimensões 50 mm x 50 mm x 16 mm, foram
cortadas do tubo por oxicorte e tiveram as faces para análise preparadas por
fresamento e posterior lixamento com lixa de granulometria 120. A metodologia
analítica utilizada foi espectrometria de emissão óptica à vácuo, realizada em
conformidade à norma ASTM-E 415 (2005).
71
As análises foram codificadas como:
30871-QT:análise química do metal base.
30871-QS:análise química da solda ( SIN:solda interna, SEX:solda externa).
O procedimento, o equipamento e os materiais utilizados para as análises químicas
foram os seguintes:
Foi utilizado o equipamento espectrômetro de emissão óptica à vácuo, gás
argônio de alta pureza (99,95% mínimo) e materiais de referência certificados (padrões
RMs). Foi executada a verificação do equipamento por meio das curvas de calibrações
usando 2 materiais de referência. Após escolhido o programa analítico, a amostra foi
colocada na câmara de excitação e o braço de contato foi acionado. A excitação da
amostra é realizada em duplicata e assim os resultados médios são tomados para
registro. Os resultados foram expressos em porcentagem de massa, sendo que cada
resultado reportado é o valor médio entre o mínimo e o máximo, obtidos entre no
mínimo duas determinações feitas na mesma amostra de teste (Apêndice1-Tabela de
Tolerâncias).
4.2-Caracterização Metalográfica
A caracterização microestrutural foi realizada em amostra com tamanho 70 x 70
x 16 mm retirada da seção transversal da solda do tubo por meio de oxicorte, e
posteriormente, recortada por equipamento de corte com disco abrasivo. A preparação
da amostra para análise teve a seguinte seqüência:
●Corte com disco abrasivo
Equipamento: Arotec COR-100
●Lixamento: Seqüência granulométrica-#100, #240, #360, #400 e #600
Equipamento: Prazis APV-V
●Polimento: Foi utilizado pasta de diamante, com pano de polimento específico, na
seqüência granulométrica: # 6 microns, # 3 microns e # 1 micron
Equipamento: Prazis APV-V
72
●Microscópio Óptico: Leitz modêlo Epivert, equipado com câmera Evolution LC e
sistema de captura de imagem HP Photosmart 8150.
4.3-Caracterização Mecânica
4.3.1-Ensaio de Dureza
Foi realizado o ensaio de dureza Vickers com carga de 10 Kg em amostras
extraídas da seção transversal da solda do tubo, após preparação metalográfica
(lixamento, polimento e ataque químico). Foi utilizada para o teste uma máquina de
dureza Wilson Wolpert tipo Testor 930, calibrada e certificada na escala HV10 com
padrões MPA e de acordo com a norma ASTM E92 (2003).
4.3.1.1-Metodologia para medição da dureza
Para a medição da dureza foram realizadas 3 linhas de leituras no sentido da
espessura do tubo, sendo uma linha posicionada a 2 mm da superfície externa (A), uma
linha à meia espessura (B) e outra linha posicionada a 2 mm da superfície interna (C),
conforme representado na Figura 32.
Figura 32-Diagrama de medição de dureza Vickers
Foi adotado como procedimento a leitura de ambas as diagonais da impressão
de cada ponto e, individualmente, tomou-se a média das diagonais de cada ponto para
calcular o valor de dureza, conforme a fórmula abaixo:
73
HV= 1,8544 P/D
2
, onde: (11)
P=Carga em Kgf
D= Média das diagonais da impressão (mm).
As impressões de cada ponto devem estar espaçadas entre si em pelo menos
duas vezes e meia o comprimento da diagonal da impressão, levando em conta as
extremidades do corpo-de-prova.
4.3.2-Ensaio de Tração
Os ensaios de tração foram realizados à temperatura ambiente em máquina de
tração MFL SYSTEME, com capacidade de 100 toneladas, para os corpos-de-prova de
seção plana, de acordo com a norma API 5L (2004), e em máquina servo-hidráulica
com capacidade de 25 toneladas para os corpos-de-prova cilíndricos de seção reduzida,
de acordo com as normas ASTM A 370 (2007) e ASTM E8 (2004). As duas máquinas
de tração são calibradas com freqüência anual por meio de células de cargas aferidas
contra um padrão primário existente no IPT-SP (Instituto de Pesquisas Tecnológicas),
instituto este, que integra a rede brasileira de calibrações (RBC).
4.3.2.1-Posições de retirada dos corpos-de-prova de acordo com API 5L (2004)
A retirada dos corpos-de-prova para o ensaio de tração foi definida como sendo
a 90
o
e a 180
o
, em relação à solda longitudinal do tubo, como ilustrado na Figura 33,
sendo:
1-Corpo-de-prova para o ensaio de tração transversal de solda;
2-Corpo-de-prova para o ensaio de tração transversal de chapa;
3-Corpo-de-prova para o ensaio de tração transversal de chapa (opcional) e
,
4-Corpo-de-prova para o ensaio de tração longitudinal de chapa
74
Figura 33-Posição de retirada de corpos-de-prova para o ensaio de tração
4.3.2.2-Corpos-de-prova para o ensaio de tração em chapa
Foram preparados corpos-de-prova com as dimensões especificadas pela norma
API 5L (2004) nas orientações longitudinal e transversal, para determinação das
propriedades mecânicas do metal base (chapa), como ilustrado na Figura 34.
(a)
Solda
75
(b)
Figura 34-Corpos-de-prova empregados no ensaio de tração da chapa:
(a) orientação longitudinal e (b) orientação transversal
4.3.2.3-Corpos-de-prova para o ensaio de tração transversal de solda
Foram preparados corpos-de-prova com dimensões especificadas pela norma
API 5L (2004) na orientação transversal, para determinação do limite de resistência da
junta soldada, como ilustrado na Figura 35.
Figura 35-Corpo-de-prova para o ensaio de tração transversal de solda
4.3.2.4-Corpos-de-prova cilíndricos de seção reduzida
Os corpos-de-prova foram preparados com seção reduzida para que a seção em
análise pudesse estar localizada em regiões determinadas da seção transversal da solda.
Foram preparados corpos-de-prova orientados paralelamente e transversalmente ao
eixo do tubo, extraídos de amostras do metal base, da zona termicamente afetada e da
solda. Na Figura 36 está ilustrada a localização dos corpos-de-prova removidos da
76
solda, com orientação transversal e na Figura 37, está ilustrada a localização dos
corpos-de-prova removidos do metal base, da ZTA e da solda, com orientação
longitudinal.
Figura 36-Corpo-de-prova cilíndrico de seção reduzida para ensaio de tração de solda
O interesse da realização do ensaio de tração utilizando corpos-de-prova de
seção reduzida se deve a duas razões de relevante importância: 1-Estabelecer uma
comparação direta com os resultados dos ensaios realizados em corpos-de-prova de
seção plana padronizados pela norma API 5L (2004) e quantificar a diferença para
avaliar o “Efeito Bauschinger” e 2-Ter informações detalhadas das diversas regiões da
seção transversal da solda do tubo, uma vez que com a redução das dimensões dos
corpos-de-prova, as propriedades mecânicas obtidas por meio do ensaio de tração
seriam específicas do local de remoção e não teriam a influência da heterogeneidade
micrográfica que se verifica na junta soldada.
Os corpos-de-prova cilíndricos de seção reduzida apresentados na Figura 36 e
na Figura 37, foram confeccionados em torno mecânico com as seguintes dimensões:
Ø da cabeça= 9 mm; Ø da seção útil= 2,5 mm; comprimento da seção útil= 30 mm e
comprimento total= 75 mm.
77
Figura 37-Corpo-de-prova cilíndrico de seção reduzida com orientação longitudinal
4.3.2.5-Procedimentos anteriores ao início do ensaio de tração
Antes do início do ensaio de tração foram realizados os seguintes
procedimentos, conforme o tipo de corpo-de-prova:
a) Corpos-de-prova de seção plana, com medição da tensão limite de escoamento
a1- Os corpos-de-prova foram aplainados por meio de prensagem.
a2- Foi feita a traçagem da base de medida(L
0
).
a3- Foi feita a medição da largura do corpo-de-prova através de 3 leituras feitas no
centro de cada 1/3 da base de medida. A média aritmética das 3 leituras, denominada
TRA
Ç
ÃO
TRA
Ç
ÃO
TRA
Ç
ÃO
TRA
Ç
ÃO
78
“dimensão A”, foi anotada na folha de trabalho. A medição foi feita com paquímetro e
a precisão de medida adotada foi de 0,1 mm.
a4- Foi feita a medição da espessura do corpo-de-prova, através de 3 medidas
realizadas no centro de cada 1/3 de L
0
. A média aritmética das leituras foi denominada
“dimensão B” e anotada na folha de trabalho. A medição foi feita com paquímetro e a
precisão de medida adotada foi de 0,02 mm.
b-Corpos-de-prova de seção cilíndrica para determinação da tensão limite de
escoamento
b1- Foi feita a pintura da seção útil do corpo-de-prova com tinta para traçagem.
b2- Foi traçada na secção útil, uma linha reta paralela ao eixo longitudinal do corpo-
de-prova, para servir de suporte à traçagem de L
0
e para as outras medições.
b3- Foi marcado o centro da base de medida na seção útil, traçando a partir deste retas
ortogonais à linha a centro e à 1/6. Foi usado paquímetro para medição e foi adotada
uma precisão de 0,1 mm.
b4- Foi medido o diâmetro da seção útil em 3 posições ao longo da base de medida e
foi anotada na folha de trabalho a média aritmética das 3 medidas. A medição foi feita
com paquímetro e foi adotada uma precisão de 0,02mm.
4.3.2.6-Realização do ensaio de tração usando sistema computadorizado
A realização do ensaio de tração, usando sistema computadorizado, obedeceu o
seguinte procedimento:
a) Configuração do ensaio
Após ligar o computador e aguardar o carregamento do programa, digitar a
senha de acesso ao sistema de aquisição de dados, escolher a opção “Arquivo”, e em
seguida “Novo“. Em seguida, selecionam-se as outras opções disponíveis no
“software”, de maneira que as opções cálculos, eixos do gráfico tensão versus
deformação, controle de início e fim do ensaio e definição do corpo-de-prova, estejam
configuradas.
79
b) Início do ensaio
Faz-se a colocação do corpo-de-prova na máquina, fixando-o primeiramente na
garra superior. Posicionar o corpo-de-prova de maneira que fique na posição vertical, e
em seguida, pressionar a alavanca de fixação, para travá-lo em posição de teste.
c) Levantamento da curva “carga versus deformação” com o uso de extensômetro
Foi colocado o extensômetro no corpo-de-prova, como ilustrado na Figura 38,
certificando-se que as garras do mesmo ficassem eqüidistantes da linha de centro da
parte útil do mesmo, e alinhadas vertical e horizontalmente. Por meio da tela do
computador acompanha-se a deformação até o valor de 1 mm, e em seguida o
extensômetro é retirado. Aumenta-se gradativamente a velocidade de ensaio até o
limite de 120Kgf/mm
2
/ minuto, e mantêm-se até a ruptura do corpo-de-prova. O
extensômetro de corpo duplo foi projetado especificamente para corpos-de-prova de
tração retirados de tubos, onde o efeito da planicidade do corpo-de-prova pode levar a
uma leitura errada da deformação, e assim acarretar um erro na determinação da tensão
limite de escoamento.
Figura 38-Detalhe da fixação do extensômetro de corpo duplo no corpo-de-prova
80
d) Determinação do Módulo de Young
Após a ruptura do corpo-de-prova, habilita-se o computador para a tela do
Módulo de Young. Para que o ensaio seja validado, admite-se para corpos-de-prova de
aço uma variação de no máximo 10% do Módulo de Young padrão (21.000 kgf/mm
2
),
ou seja, deve-se obter valores entre 18.900 e 23.100 kgf/mm
2
.
e) Determinação das propriedades mecânicas
Para a determinação das propriedades mecânicas, ou seja, do limite de
resistência à tração (LR), limite de escoamento (LE) e alongamento (Al), usam-se os
cálculos feitos por meio da inserção dos dados de ensaio no computador, que já possui
e é disponibilizado na tela uma planilha apropriada para esta finalidade.
Na Figura 39 é apresentada uma ilustração do equipamento utilizado para
realização dos ensaios de tração e de dobramento guiado.
Figura 39-Máquina de ensaio de tração e dobramento guiado
81
4.3.3-Ensaio de Dobramento Guiado
O ensaio de dobramento foi realizado em 3 condições de solicitação, sendo uma
com tensionamento do cordão de solda interno (DI), outra com tensionamento do
cordão de solda externo (DE) e a terceira com tensionamento lateral (DL). O ensaio de
dobramento foi realizado na máquina de tração, representada na Figura 39, a qual
dispõe de sistema ajustado para realização deste tipo de ensaio, conforme
recomendado na norma API 5L(2004). As dimensões do corpo-de-prova para o ensaio
de dobramento guiado estão representadas na Figura 40.
Figura 40-Dimensões do corpo-de-prova para o ensaio de dobramento guiado
Algumas máquinas para ensaio de tração possuem, associadas a ela, um
dispositivo especificamente destinado a execução do ensaio de dobramento guiado. O
dispositivo permite o ajuste da distância entre os rolos de apoio e também a troca do
rolo que executa o dobramento.
O ajuste da distância entre os rolos do dispositivo (Figura 41) usado no ensaio
de dobramento guiado e também a seleção do diâmetro apropriado dos rolos, é feito de
acordo com a seguinte fórmula :
B= D + 2 e + 3,2 mm, onde:
B= Distância entre centro dos rolos (mm)
D= Valores tabelados na norma API 5L (2004) (mm)
e= Espessura do tubo (mm)
Superfícies usinadas
Remoção do
refor
ç
o de solda
Raio de concordância
i
g
ual ou maior
q
ue 1,6 mm
82
Figura 41-Dispositivo para o ensaio de dobramento guiado
4.3.4-Ensaio de Impacto Charpy “V”
Os ensaios de impacto Charpy “V” foram feitos em corpos-de-prova 10 x 10 x
55 mm, conforme ASTM E-23 (2007) tipo A, em máquina Instron Wolpert PW30,
com capacidade de 300 Joules. Os corpos-de-prova para teste de Charpy foram
retirados em quantidade adicionais ao requisito da norma API 5L (2004), a qual
somente especifica retirada de amostras do metal base. Neste caso, foram retiradas
amostras do metal base, do metal de solda, da zona termicamente afetada à 2 mm
da linha de fusão e da zona termicamente afetada à 5 mm da linha de fusão. Para
cada posição mencionada acima, foram preparados jogos de 3 corpos-de-prova
para 6 temperaturas de teste, incluindo a temperatura de 0°C, a qual foi
determinada como temperatura de referência para o ensaio de Charpy. A escolha de
0°C, deve-se ao fato de que um caso real estudado, de ocorrência de trinca por
fadiga devido ao transporte marítimo, ter sido em um tubo das mesmas dimensões
e grau API, que tinha especificada a temperatura de teste em 0° C. Além da
temperatura 0°C, foram definidas as outras seguintes temperaturas: +20°C, - 20° C,
-40° C, -60° C e -80° C. Os testes efetuados em 6 temperaturas diferentes
permitiram a elaboração da curva de transição dúctil-frágil para este estudo.
83
4.3.4.1-Confecção dos corpos-de-prova
A retirada e confecção de corpos-de-prova para o ensaio de impacto Charpy
“V” requer o cumprimento de uma série de requisitos que, se não levados ao
detalhe, podem invalidar o corpo-de-prova ou interferir diretamente no resultado
obtido, podendo torná-lo nulo. Quando o corte da seção do material que vai resultar
nos corpos-de-prova é feito usando alguma fonte térmica (oxiacetileno, plasma,
laser, etc), deve-se considerar uma porção excedente de matérial (sobremetal), que
posteriormente é removido por um processo a frio (usinagem ou corte com serra), e
assim remover a porção afetada pelo calor do corte.
A seqüência de confecção dos corpos-de-prova deste estudo, conforme ilustrado
na Figura 42, foi a seguinte:
a1-Corte inicial: processo oxiacetilênico
a2-Corte do corpo-de-prova individual: serra mecânica.
a3-Usinagem preliminar: máquina ferramenta plaina.
a4-Ataque químico: Nital 15% para localização da solda, linha de fusão e ZTA.
a5-Marcação da posição do entalhe: marcação com riscador.
a6-Corte no comprimento final de 55 mm: serra mecânica.
a7-Confecção do entalhe de 2 mm de profundidade, ângulo de 45° e
arredondamento da extremidade do “V”de 0,25 mm: uso de brochadeira, a qual é
uma ferramenta especial para abrir chanfros em corpos-de-prova para Charpy.
a8- Inspeção dimensional de cada corpo-de-prova e validação do chanfro de 2 mm:
uso de micrômetro e paquímetro, aferidos para as medidas lineares, e projetor de
perfil, para as medidas angulares e medida de raios de arredondamento.
84
Figura 42-Corpo-de-prova para ensaio de Charpy “V“- tipo A-ASTM E23 (2007).
4.3.4.2-Marcação da posição do entalhe nos corpos-de-prova de solda e ZTA.
A marcação da posição do entalhe tem importância fundamental na obtenção
dos resultados que se espera do ensaio de Charpy “V”. No caso deste estudo, como
ilustrado na Figura 43, as posições da linha de fusão + 2 mm e linha de fusão + 5 mm
tiveram particular atenção. No entanto, as demais posições foram testadas para uma
aquisição mais completa de dados.
Figura 43-Posição de marcação do entalhe
4.3.4.3-Procedimento de teste
Os corpos-de-prova foram ordenados e alocados no dispositivo de refrigeração,
conforme o ilustrado na Figura 44, ajustado para a temperatura de -80°C, e de
maneira que, após terminada cada série correspondente à temperatura pré-definida,
Arredondamento de 0,25 mm
85
se fazia novo ajuste na temperatura, e se mantinha por tempo suficiente para
estabilização (mínimo 5 minutos). Os corpos-de-prova foram dispostos no banho,
de maneira que o nível do líquido refrigerante era no mínimo a 25,4 mm acima do
nível dos corpos-de-prova.
Para cada série de ensaio a seguinte seqüência foi mantida: metal base, solda,
linha de fusão + 2 mm e linha de fusão + 5 mm. Para resfriamento e manutenção
dos corpos-de-prova na temperatura de teste foi utilizado um refrigerador elétrico
Lauda Proline RP 1290. Para o banho de resfriamento, foi utilizado álcool e CO
2
.
Figura 44-Sistema de resfriamento e manutenção dos corpos-de-prova na temperatura
de teste
Antes de submeter o primeiro corpo-de-prova da série em modo de fratura, foi
realizada a queda do pêndulo em vazio, ou seja, sem que nenhum corpo-de-prova
estivesse disposto na posição de teste. Esta operação verifica se o ponteiro de arraste,
como o ilustrado na Figura 45, coincide com o zero da escala.
86
Figura 45-Mostrador da máquina de impacto Instron Wolpert
Com o uso de uma tenaz própria, cada corpo-de-prova foi colocado na posição
de teste, tomando–se o cuidado de voltar a tenaz ao banho a cada corpo-de-prova
colocado na máquina, de modo que esta não altere a temperatura dos corpos-de-prova.
É importante destacar que o tempo entre a retirada do corpo-de-prova do banho e a
colocação deste no suporte da máquina, não deve ser maior que 5 segundos. Como,
além da energia medida individualmente, também foi medida a porcentagem de fratura
dúctil, cada corpo-de-prova fraturado foi lavado em água e em seguida em álcool, com
subseqüente secagem com ar quente para evitar a oxidação. Para medição da % de
fratura dúctil foi adotado o seguinte método: com o uso de paquímetro foi medido o
comprimento e a largura da região de fratura dúctil, multiplicando–se os valores e
obtendo–se individualmente para cada corpo-de-prova, a área de fratura por clivagem.
A área de cada corpo-de-prova foi medida antes de cada teste, descontando–se a área
representada pelo entalhe.
% FD= 100- (100 x AAF/ ACP) onde, (12)
FD= Percentual de fratura dúctil (%)
AAF= Área de fratura frágil (mm
2
)
ACP=Área original da seção do corpo-de-prova (mm
2
)
Ponteiro de arraste
87
Na figura 46 estão representadas as áreas de fratura possíveis de observação no
ensaio de Charpy, sendo:
1- Área dúctil;
2- Área do entalhe e,
3- Área frágil
Figura 46-Representação das áreas de fratura dúctil e frágil
A curva de transição dúctil-frágil foi determinada com os resultados de 18
corpos-de-prova (3 em cada temperatura) iniciando-se em +20°C , 0°C , -20°C,
-40C, -60°C e -80° C, para os ensaios do metal base, da solda e da linha de fusão
+ 5 mm.
4.3.5-Ensaio de CTOD
O ensaio de CTOD foi realizado em máquina servo-hidráulica MTS, com
capacidade de 25 toneladas. Os testes foram realizados a 0°C, em corpos-de-prova
do tipo SEN(B). Foram testadas seqüências de 5 corpos-de-prova retirados do
metal base no sentido transversal à laminação, 5 corpos-de-prova transversais da
solda e 5 corpos-de-prova transversais da ZTA, para selecionar no mínimo 3 testes
válidos, conforme estabelecido nas normas abaixo mencionadas. A validação das
dimensões da pré-trinca de fadiga foi feita por meio de medição, usando um
projetor de perfil Mitutoyo. Como referência normativa para os valores de CTOD
obtidos (
δ) foi seguida a norma DNV-OS-F101 (2000), e para o procedimento do
teste foi seguida a norma BS 7448: Parte 1 (1991) e Parte 2 (1994).
88
Os corpos-de-prova foram cortados do tubo por meio de oxicorte, com
dimensão bruta de 400 x 400 mm x 16 mm para cada jogo de 5 corpos-de-prova a
serem preparados, e posteriormente confeccionados individualmente por usinagem
(plaina e retífica) para a dimensão padronizada. Na Figura 47, estão representadas
as dimensões dos corpos-de-prova bem como a posição do entalhe.
(a)
(b)
(c)
Figura 47-Corpos-de-prova para o ensaio de CTOD:
(a) entalhe na solda, (b) entalhe na ZTA e (c) entalhe no metal base
A medição da espessura B de cada corpo-de-prova foi feita com micrômetro na
precisão de +/- 0,025mm, em pelo menos 3 posições igualmente espaçadas ao longo
do caminho que a trinca irá percorrer. A média destas 3 medidas é a dimensão “B”a
89
ser considerada no cálculo do resultado de cada corpo-de-prova. A largura W de cada
corpo-de-prova, também foi medida com micrômetro na precisão de +/- 0,025 mm, em
pelo menos 3 posições igualmente espaçadas ao longo do comprimento do corpo-de-
prova. A média das 3 medições foi assumida como a medida de W. Como
representado na Figura 48, além do arranjo para tensionamento em fadiga com apoio
em 3 pontos é de fundamental importância ter uma metodologia para monitorar o
crescimento da trinca. Neste estudo, foi utilizado, um sistema composto de câmera de
vídeo, com projeção da imagem em um monitor de um computador, preparado para
esta finalidade.
(a) \(b)
Figura 48-Arranjo na máquina MTS para execução da pré-trinca : (a) arranjo para
fadiga em 3 pontos, (b) sistema de monitoramento do crescimento da trinca
O dispositivo de pré-trincamento foi ajustado para produzir um estado de
tensões uniforme ao longo da espessura B, e simétrico em relação ao plano da
trinca. A força de pré-trincamento por fadiga foi medida com precisão de 2,5%.
Nos últimos 1,3 mm da propagação da trinca, ou seja, nos últimos 50% da extensão
da pré-trinca, a força máxima de pré-trincamento deve ser menor que o valor
calculado por meio da fórmula abaixo:
90
F
f
=B( W-a)
2
(σ
YSP
+ σ
TSP
)/ 4S onde, (13)
F
f
= força máxima de pré-trincamento (N)
B= espessura do corpo-de-prova (mm)
W=largura do corpo-de-prova (mm)
a=comprimento nominal da trinca (mm)
σ
YSP
=limite de escoamento 0,2% na temperatura de teste (MPa)
σ
TSP
=limite de resistência à tração na temperatura de pré-trincamento (MPa)
S=distância entre apoios (mm)
Como roteiro para a obtenção de pré-trinca válida, e evitar a anulação de
corpos-de-prova uma vez que este procedimento é um tanto crítico, foram seguidos
os critérios listados abaixo:
a) Na primeira parte da extensão da trinca, o fator de intensidade de tensões
máximo (K
f
) aplicado não foi superior a 1,3 MPa.m
0,5
.s
-1
e R ( razão entre
Kmax e Kmin.) foi mantido entre 0 e 0,1.
b) A relação a/W foi entre 0,45 e 0,55.
c) A extensão mínima da pré-trinca foi no mínimo 1,3 mm ou 2,5% da largura W
do corpo-de-prova.
d) A diferença entre os comprimentos de trinca medidos nas duas superfícies do
corpo-de-prova, obedecendo-se uma precisão de +/- 0,05 mm não excedeu a
15% da média dos dois valores.
e) A ponta da trinca ficou dentro do envelope, conforme a Figura 49, e o plano da
pré-trinca não variou mais que 10° em relação ao plano do entalhe.
91
Figura 49-Configuração da pré-trinca por fadiga
A programação da máquina de fadiga para execução da pré-trinca foi feita
utilizando-se as telas como mostrado na Figura 50.
Figura 50-Configuração da máquina MTS para confecção da pré-trinca
92
Os corpos-de-prova pré-trincados foram acondicionados em um freezer
ajustado para a temperatura de 0°C +/- 2°C. Na máquina MTS foi adaptado um
recipiente contendo uma solução de álcool + CO
2,
de maneira que cada corpo-de-prova
a ser fraturado estava na temperatura de teste. Cada corpo-de-prova permaneceu no
mínimo 8 minutos na temperatura de teste (0°C). O sistema de rolos de apoio ficou
disposto dentro do banho, mas o “clip gage” deve estar fora do nível do banho
refrigerante, como ilustrado na Figura 51. O rolo de aplicação da carga foi centralizado
em relação a linha de centro dos roletes de apoio, com uma precisão de 1% da
distância entre centro destes. A distância entre apoios “S” foi ajustada para 4 “W”+/-
0,2 “W” e registrada com precisão de +/- 0,5%. Cada corpo-de-prova foi posicionado
com a ponta da trinca alinhada com a metade da distância entre o centro dos roletes, e
cada corpo-de-prova estava devidamente com o “clip gage” engastado nas facas do
porta-clip, que foram coladas previamente em cada corpo-de-prova. A temperatura de
teste foi controlada em cada corpo-de-prova, por meio de um termômetro de contato
(resistência de platina) que é colocado em uma posição não mais que 2 mm da ponta
da trinca.
(a)
(b) (c)
Figura 51-Arranjo da máquina MTS para fraturar os corpos-de-prova:
(a) vista geral, (b) detalhe dos apoios e fixação do clip-gage e (c) tela de controle
93
Cada teste, foi realizado sob controle de deslocamento, a uma taxa tal que foi
atingido um K constante entre 0,5 e 3,0 MPa.m
0,5
.s
-1
durante a deformação elástica
linear inicial. O valor em cada teste foi registrado. O registro da aplicação da carga
para a medição do deslocamento da abertura do entalhe (boca) foi mantido até que
o corpo-de-prova fraturasse por completo.
A máquina foi programada para execução do teste e o monitoramento foi feito
por meio de telas específicas desenvolvidas para esta finalidade, como ilustrado na
Figura 52.
Figura 52-Configuração da máquina MTS para a fratura do corpo-de-prova
94
Depois de completada a fratura de cada corpo-de-prova, as superfícies das fraturas
foram examinadas e medidas por meio de um projetor de perfil Mitutoyo, como ilustrado
na Figura 53, objetivando determinar o tamanho médio da trinca inicial (a
0
), e se houve
algum incremento no comprimento da trinca devido ao crescimento estável (∆a). A
medição do tamanho inicial (a) até a ponta da pré-trinca foi realizada com precisão de +/-
0,05 mm. As medidas foram realizadas em 9 posições igualmente espaçadas ao longo da
espessura do corpo-de-prova, sendo que as duas medidas extremas foram localizadas a
1% de “B” das superfícies laterais. A medição de (a
0
) foi feita seguindo o seguinte
critério:
1- Inicialmente foi feita a média das duas medidas extremas,
2-Tomou-se este valor médio para se obter a média junto com os outros 7 valores
medidos.
Para validação da pré-trinca, foi seguido o seguinte roteiro:
a) A relação a/W foi mantida entre 0,45 e 0,55,
b) A diferença entre 2 dos 9 comprimentos medidos não podia ser maior que a
0,
c) O crescimento da pré-trinca em qualquer parte da frente da trinca não podia ser
menor que 1,3 mm ou 2,5% de W, o que fosse maior,
d) A pré-trinca de fadiga não podia estar posicionada dentro do envelope
apropriado,
e) O plano da pré-trinca não podia desviar do plano do entalhe em mais de 10 °.
Figura 53-Medição da pré-trinca de fadiga para validar os corpos-de-prova
Pré-trinca
95
A determinação do valor de CTOD (δ) foi feita a partir dos dados geométricos
de cada corpo-de-prova (B, W, C-W), do comprimento de a
0
, da altura das facas
porta clip (z), da tensão limite de escoamento na temperatura de teste (σ
YS
) e dos
dados específicos obtidos do registro de carga versus deslocamento. As ocorrências
de “pop-ins” e incrementos de deslocamento (x) menores que 1% foram ignorados.
“Pop-in” é definido como uma ocorrência de uma queda e retomada de subida no
gráfico força versus deslocamento, conforme ilustrado na Figura 54(3).
Os registros de força versus deslocamento foram comparados com 1 dos seis
tipos apresentados na Figura 54:
Figura 54-Registros característicos de força versus deslocamento
Para os registros dos tipos de 1 a 5, conforme ilustrado na Figura 54, e de
acordo com a quantidade de crescimento estável da trinca ∆a , obtém-se os valores
críticos de F
c
e V
c
ou F
u
e V
u
nos pontos correspondentes a :
a) fratura, quando não houver “pop-in” significativo antes da fratura frágil
(registros tipo 2 e 4 da Figura 54),
b) ao primeiro “pop-in” significativo antes da fratura frágil ou da força máxima,
desde que d% F seja igual ou maior que 5 % (registros tipo 3 e 5 da Figura 53),
c) fratura, se todos os “pop-ins” significativos, antes da fratura, fornecem valores
de d% F menores que 5 %.
96
Conforme o registro do tipo 6 da Figura 54, se não houver fratura frágil ou
“pop-ins”significativos com valores de d% F maiores ou iguais a 5 %, mede-se o
valor da força de deslocamento no ponto onde a força máxima é atingida pela
primeira vez e assim está determinado o valor de F
m
e de V
m
.
O cálculo de V
p
, que
é a componente plástica do deslocamento da boca do
entalhe correspondente aos valores V
c
, V
u
ou V
m
, foi feito como ilustrado na Figura
55, ou ainda poderia ser obtido graficamente ou analiticamente.
Figura 55-Definição de V
p
para cálculo do CTOD
Utilizando as dimensões B, W, (C-W), z, e a
0
, as forças F
c
, F
u
ou F
m
, calcula- se
CTOD (δ) de acordo com a seguinte expressão:
δ = [ FS/BW
1,5
f( a
0
/W)]
2
[ (1 – υ
2
)/2σ
YS
E ] + [ 0,4(W – a
0
)V
p
/(0,4W + 0,6 a
0
+z]
Os valores de f(a
0
/ W) são dados na Tabela 6 para o intervalo 0,450 a 0,550.
(14)
97
Tabela 6-Valores de f(a
0
/ W) para corpos-de-prova do tipo SEN(B)
0
,
450 2
,
29
0
,
455 2
,
32
0
,
460 2
,
35
0
,
465 2
,
39
0
,
470 2
,
43
0
,
475 2
,
46
0
,
480 2
,
59
0
,
485 2
,
54
0
,
490 2
,
58
0
,
495 2
,
62
0
,
500 2
,
66
0
,
505 2
,
70
0
,
510 2
,
75
0
,
515 2
,
79
0
,
520 2
,
84
0
,
525 2
,
89
0
,
530 2
,
94
0
,
535 2
,
99
0
,
540 3
,
04
0
,
545 3
,
09
0
,
550 3
,
14
a
o
/ W f ( a
o
/ W )
4.4-Ensaios em Escala Real em anéis do tubo com comprimento de 100 mm
O tubo selecionado para este estudo já havia sido aprovado nos ensaios não
destrutivos durante a sua fabricação, mas os ensaios descritos a seguir foram
repetidos nos anéis destinados ao ensaio de fadiga e nos anéis destinados ao ensaio
de tensões residuais. Foram aplicados os ensaios por partículas magnéticas via
úmida e ensaio por ultra-som pela técnica pulso-eco usando transdutores angulares.
4.4.1-Ensaios Não Destrutivos
Os anéis foram dispostos em uma bancada para que fosse estabelecida uma
posição cômoda e ergométrica para a realização dos ensaios não destrutivos. Foi
utilizado um sistema de iluminação artificial que assegurou uma luminosidade
mínima de 1000 lux, a qual é exigido para inspeção visual preliminar na execução
dos ensaios por partículas magnéticas e por ultra-som.
98
4.4.1.1-Ensaio por partículas magnéticas via úmida
O método de ensaio por partículas magnéticas foi escolhido por tratar-se do
método que asseguraria a detecção de qualquer indicação linear na superfície
interna e externa de cada anel, e principalmente nas regiões adjacentes aos cordões
de solda interno e externo. Foi utilizado um magnetizador articulado tipo Yoke,
modelo Supermagma HMM6, contraste branco Supermagma 104 e partículas
magnéticas coloridas Supermagma Rw 222, como ilustrado na Figura 55.
Figura 56-Equipamento e acessórios para o ensaio por partículas magnéticas
4.4.1.2-Ensaio por Ultra-Som
O ensaio por ultra-som modelo USN 60 do fabricante Krautkrämer, como
ilustrado na Figura 57, foi feito objetivando a detecção de descontinuidades
internas na solda e na região de metal base adjacente à solda (faixa de 200 mm de
cada lado da solda). O equipamento portátil digital estava equipado com transdutor
normal (0°) e transdutores angulares miniaturas com ângulo de refração de 60° e
70°. Foi utilizada a técnica pulso-eco, sendo o aparelho de ultra-som calibrado por
meio do bloco de calibração padrão tipo V1 do IIW (Instituto Internacional de
Soldagem). A confecção da curva de referência foi feita com o uso de um bloco de
referência confeccionado de uma seção do próprio tubo em estudo. Foi traçada a
curva de referência de 100 %, 50 % e 20%, conforme práticas recomendadas para
inspeção de soldas. A região inspecionada em cada lado do cordão de solda foi
99
escovada com escova de aço e foi utilizado metil-celulose diluído em álcool como
acoplante.
Figura 57- Aparelho de Ultra-som digital portátil e acessórios
4.4.2-Ensaio de Tensões Residuais
Para este ensaio foi aplicado o método do anel, o qual consistiu em tomar anéis
do tubo Ø 609,6 x 15,87 mm, com 304,8 mm de comprimento cortados por serra
mecânica. Posicionando-se o anel com a solda longitudinal a 180°, com o uso de um
punção foi marcado um ponto na posição 150° e outro na posição 30°. Utilizando-se
de um paquímetro foi feita a medição entre os 2 pontos e anotado como medida “M1”.
Em seguida, por intermédio de uma serra cortou-se o anel no sentido longitudinal na
posição 180° e repetiu-se a medição dos dois pontos feitos anteriormente e anotou-se,
como medida “M2” (Figura 58).
100
Figura 58-Definição dos pontos para medição de M1 e M2
Tendo sido tomado os valores das medidas de M1 e M2, o valor da tensão
residual correspondente foi calculado por meio da seguinte equação:
onde:
S= Tensão residual circunferencial
E= Módulo de Young, assumido como 30.000 (Ksi)
t= Espessura do tubo (polegadas)
m= Razão de Poisson assumido com 0,3
D=Diâmetro externo do tubo (polegadas)
M1= Distância inicial entre os pontos marcados por punção
M2= Distância final entre os pontos marcados por punção após o corte por serra
(15)
150° 30° 180°
101
4.4.3-Ensaio de Fadiga
Premissas: Foi tomado como referência um carregamento de tubos em uma
viagem de navio desde o porto do Rio de Janeiro-Brasil até o porto de Kuantan-
Malásia, com duração de 33 dias. Para elaboração do procedimento experimental,
foram tomados anéis de 100 mm de comprimento de um tubo, com as mesmas
dimensões e norma dos tubos que foram transportados, e foi admitido que o
experimento simularia um tubo da primeira camada de uma carga de 25 camadas.
A altura da carga foi calculada conforme sugerido na norma API RP 5LW (2003).
1
2
3
4
5
25
TuboØ 609,6mm x 15,87 x12.200 mm
Peso individual= 2960,4Kg
24 camadas= 71.050 Kg
Figura 59-Ilustração de uma carga de 25 camadas de tubo Ø 609,6 x 15,87 x
12.200 mm em um porão de navio.
4.4.3.1-Montagem do arranjo experimental na máquina MTS
Para este estudo, foram estabelecidas 2 condições de ensaios, a saber, conforme
ilustrado na Figura 60:
102
1ª condição: 2 anéis de 100 mm de comprimento do tubo Ø 609,6 x 15,87 mm,
com os cordões de solda na posição em contato com a viga de madeira, a qual
simula o arranjo real no fundo do porão do navio.
2ª condição: 3 anéis com as mesmas dimensões dos citados acima , sendo um deles
com os cordões de solda interno e externo intactos e dois deles com os reforços do
cordão interno e externo completamente rebaixados por esmerilhamento até o
contorno da chapa do anel. O anel com os cordões de solda intactos foi posicionado
na máquina com a solda na posicionada a 90° do apoio inferior e os outros dois,
foram posicionados um com a solda posicionada também a 90° do apoio inferior e
o outro com a solda posicionada em contato com o apoio inferior.
(a) (b)
Figura 60-Arranjo dos anéis para o ensaio de Fadiga: (a) 1ª condição e (b) 2ª condição
As grandezas necessárias para a condição de teste foram calculadas da seguinte
forma:
a) Tensão de carregamento
Foi admitido, que o tubo em estudo estivesse na primeira camada, no porão
do navio, com 24 outras camadas sobre o mesmo.
posição da solda
posição da solda
103
b) Cálculo da carga a ser aplicada nos anéis
Sabendo-se que a altura do porão do navio é de 16,0 m, que o diâmetro do
tubo é 609,6 mm, tomando-se como referência o peso real de um tubo 609,6 x
15,87 x 12.200 mm igual a 2.942 Kg, foi calculado que o primeiro tubo está
suportando 71.050 Kg (tomando-se como fixo o peso de 2.942,4 kg para os outros
tubos empilhados sobre este primeiro). Admitindo–se ainda, que o comprimento
dos tubos igual a 12.200 mm é constante para os tubos restantes da pilha, foi
calculado que cada 1 mm do primeiro tubo suporta 5,8 Kg , ou seja:
71.050 Kg / 12.200 mm = 5,8 kg/ mm. Cada anel a ser ensaiado tem 100 mm de
comprimento, o que corresponde dizer que cada anel suporta 580 Kg, ou seja, 5,8
KN. Desta forma, foi estabelecido para a 1ª condição (2 anéis) que a máquina MTS
fosse programada com P
f
= 11,6 KN, e na 2ª condição (3 anéis) esta fosse
programada com P
f
= 17,4KN.
Tabela 7-Parametrização da máquina MTS para o ensaio de fadiga
Pf 11,6 KN
R0,10
P min 1,16 KN
Média 6,38 KN
Amplitude 5,22 KN
Pf 17,4 KN
R0,10
P min 1,74 KN
Média 9,57 KN
Amplitude 7,83 KN
1
o
Condição : 2 anéis de 100 mm
2
o
Condição : 3 anéis de 100 mm
104
5- Resultados Obtidos e Discussão
5.1-Caracterização Química
Na Tabela 8, está apresentado o resultado das análises químicas feita em
amostras do metal base, do cordão de solda interno e do cordão de solda externo.
Analisando os elementos que apresentaram alguma variação considerável, nota se que
o molibdênio (Mo) foi o que difere em %. Enquanto que no metal base apresenta
0,003%, na solda externa apresenta 0,204% e na solda interna 0,194 %. Esta variação é
explicada em função do % de Mo presente no eletrodo usado na soldagem por arco
submerso. A outra variação que pode ser observada é a % de titânio (Ti) que no metal
base (0,020%) é mais alto que no cordão de solda externo (0,0008%) justificado pelo
baixo teor de titânio contido no eletrodo. Alguma variação individual na porcentagem
dos elementos químicos contidos é normal na análise de soldas feitas por processo de
arco submerso com múltiplos arcos, porque a poça de fusão é relativamente grande
ocorrendo uma considerável diluição e também por alguma perda por arraste pela
escória formada.
Tabela 8-Composição Química do metal base e da solda do tubo
5.2-Caracterização metalográfica
A análise micrográfica executada no metal base pôde comprovar a
caracterização do aço API 5L X65, como tendo sido laminado por processo de
laminação controlada termomecanicamente. Percebe-se na micrografia ilustrada na
105
Figura 61 (a), a predominância da estrutura de ferrita poligonal (PF), ferrita acicular
(AF) e o bandeamento de perlita (P) na direção de laminação. A estrutura refinada dos
grãos ferríticos são resultado do processo de laminação controlada, que traz como
conseqüência a obtenção de melhores propriedades de resistência e tenacidade, devido
ao mecanismo de endurecimento pela redução do tamanho de grão. A estrutura
composta apresentando uma mistura de ferrita acicular de grãos finos, ferrita poligonal
e perlita, pode ser explicada pela presença de quantidades de elementos de liga (Tabela
8), pois o material estudado é um aço microligado com níquel, vanádio, titânio, nióbio
e cromo, laminado a uma temperatura de acabamento em torno de 700°C. Pode-se
concluir, portanto que foi obtida uma microestrutura final para atender o conjunto de
propriedades mecânicas requeridas para as chapas fabricadas.
A microestrutura da solda, como apresentada na Figura 61 (b), foi constituida
pelo resfriamento do metal depositado desde a fase líquida até a temperatura ambiente
e é chamada de “microestrutura como depositada” ou “microestrutura primária”. É
constituída de uma mistura de ferrita primária intragranular (PF(I)), ferrita acicular
(AF), ferrita primária de contorno de grão (PF(G)) e outras ilhas de estrutura
denominada simplesmente por microfases. Destacam-se as presenças de ferrita de
contorno de grão e ferrita poligonal intragranular, que são características das soldas
por processo de arco submerso. A microestrutura da zona fundida (aço X65 + eletrodo
+ fluxo), foi formada pelos produtos da decomposição da austenita em ferrita durante
o ciclo de resfriamento contínuo, sendo que a ferrita assumiu diferentes morfologias,
algumas de grande semelhança. Adicionalmente, a microestrutura da zona fundida
(ZF) apresenta uma quantidade elevada de inclusões não metálicas, que segundo
Abson (1987), estas são formadas basicamente por uma mistura de óxidos de Mn, Si e
de outros desoxidantes mais poderosos (Al e Ti), presentes na composição tanto do
aço API 5L X65 quanto do eletrodo AWS- E A2 usado na soldagem do tubo.
Na micrografia da ZTA apresentada na Figura 61 (c) revela uma
microestrutura, a qual foi influenciada pelos elementos de liga presentes no aço API
5L X65 e pelo tempo de resfriamento desde a temperatura de 800°C até 500°C a que
106
passa esta região adjacente a solda. A ZTA é caracterizada por uma faixa de
microestruturas diferentes cuja largura depende das condições de soldagem (aporte de
calor) e das condições de resfriamento. Está identificada a presença de estrutura de
ferrita com segunda fase alinhada e não alinhada (FS (A) e FS (NA)) e ferrita acicular
(AF), assim como ferrita poligonal (PF).
(a)
(a)
(b)
PF(G
)
PF(I)
AF
PF
AF
P
107
(c)
Figura 61-Caracterização micrográfica do tubo: (a) Metal base (b) Metal
depositado (solda) e (c) Zona termicamente afetada
5.3-Caracterização Mecânica
5.3.1-Ensaio de dureza
Os resultados de dureza, como mostrado na Tabela 9, foram analisados e todos
os pontos apresentaram valores aprovados de acordo com a norma API, inclusive os
pontos 7, 8 e 9 da linha C os quais representam os resultados de dureza da solda
interna . Estes pontos apresentaram valores de dureza sensivelmente maiores do que
os obtidos no metal base e na ZTA, porque devido ao ciclo térmico de reaquecimento
que passa o cordão de solda interno pela realização da solda externa, ocorre um
endurecimento por precipitação principalmente de carbono e manganês assim como
elementos de liga como o molibdênio. Neste pontos embora 2 valores tenham
alcançado 250 HV10, ainda estão distante do valor 300 HV10, o qual pode ser
considerado como limite máximo e a partir do qual os valores de tenacidade a fratura
passam a estar comprometidos.
AF
FS(A)
FS(NA)
PF
108
Tabela 9-Medidas de dureza Vickers (HV10)
5.3.2-Ensaio de tração
Conforme detalhado no item 4.3.2, onde foi abordada a metodologia do ensaio
e também especificados os tipos e orientações dos corpos-de-prova em relação aos
ensaios realizados, neste item estão tabelados os resultados obtidos nos ensaios de
tração.
5.3.2.1-Ensaios em corpos-de-prova conforme especificado pela norma API 5L
(2004)
Tabela 10-Ensaios de tração em corpos-de-prova do tubo soldado
LE LR
ALONGAMENTO RAZÃO ELASTICA
( MPa ) ( MPa ) ( % ) LE / LR
TT - 30871
Metal Base - Transversal
541 657 36,2 0,82 Aprovado
LT - 30871
Metal Base - Longitudinal
557 631 35,4 0,88 Aprovado
TS - 30871
Solda - Transversal
--- 683 --- --- Aprovado
IDENTIFICAÇÃO RESULTADOTIPO / ORIENTAÇÃO
Lado interno
Lado externo
109
Os valores apresentados na Tabela 10, foram analisados em comparação aos
valores especificados pela API 5L (2004), e estão todos em conformidade com os
níveis requeridos pela norma. Com relação ao limite de escoamento, a norma API
5L especifica um valor mínimo de 448 Mpa a ser atingido. Os valores de 541 MPa,
obtido no corpo-de-prova do metal base com orientação transversal, e de 557 MPa,
obtido no corpo-de-prova do metal base com orientação longitudinal são superiores
em cerca de 21% e 24%, respectivamente, em relação ao especificado pela norma.
Da mesma maneira, os valores de 657 MPa, encontrado para o corpo-de-prova TT-
30871, 631 Mpa encontrado para o corpo-de-prova LT-30871, e 683 MPa,
encontrado para o corpo-de-prova TS-30871, são, respectivamente, superiores em
9%, 5% e 14 %, em relação ao limite de resistência à tração do material. O
alongamento mínimo de 20%, foi superado em mais de 70%, quando avaliados os
corpos-de-prova TT-30871(36,2 %) e LT-30871(35,4 %). Estes valores de
resistência e ductilidade são justificados pela estrutura refinada de grãos ferríticos,
oriundos do processo de laminação controlada termomecanicamente.
5.3.2.2-Ensaio de tração em corpos-de-prova cilíndricos de seção reduzida
Estudos realizados em tubos soldados, obtidos de chapas fabricadas pelo
processo de laminação controlada termomecanicamente (TMCP), tem mostrado em
geral, que as propriedades mecânicas apresentam valores mais críticos quando os
testes são feitos em amostras retiradas nas regiões transformadas pelos ciclos de
repartição térmica, oriundos da soldagem. Para avaliar, comprovar e comparar
estas propriedades, foram realizados estes ensaios em corpos-de-prova de seção
reduzida localizados na ZTA com orientação transversal e longitudinal, conforme
mostrado nas Tabelas 11 e 12, respectivamente.
110
Tabela 11-Resultados do ensaio em corpos-de-prova cilíndricos longitudinais
LE LR Alongamento
RAZÃO ELASTICA
( MPa ) ( MPa ) ( % ) LE / LR
LCT 1 527 623 29,7 0,85
LCT 2 620 710 27,0 0,87
LCT 3 592 659 24,8 0,9
LCS 1 678 738 27,4 0,92
LCS 2 699 740 26,7 0,95
LCS 3 615 662 28,8 0,93
LF 1 505 624 30,1 0,81
LF 2 520 642 34,6 0,81
LF 3 507 643 28,6 0,79
LCZ 1 614 694 25,5 0,88
LCZ 2 592 651 31,2 0,91
LCZ 3 576 650 26,7 0,89
Solda - Longitudinal
Linha de fusão - Longitudinal
Zona afetada - Longitudinal
IDENTIFICAÇÃO TIPO / ORIENTAÇÃO
Metal Base - Longitudinal
Na Tabela 11 pode ser verificado que os valores do LE para os corpos-de-prova
identificados como LF1, LF2 e LF3, os quais correspondem aos valores obtidos na
localização da linha de fusão (Figura 61), são os mais baixos, embora acima de 448 MPa
que é o mínimo especificado para o tubo API 5L X65. A explicação destes valores
deve-se ao fato que os corpos-de-prova reduzidos com seção de 2,5 mm e que foram
integralmente retirados da região de granulação mais grosseira da ZTA (Figura 62) o
que consequentemente ocasionou uma redução nos níveis do limite de escoamento do
material.Os outros resultados estão adequados aos especificados na norma API 5L
(2004).
Figura 62-Região de granulação grosseira da ZTA
111
Figura 63-Localização, comparação de valores e gráficos do ensaio de tração
em corpos-de-prova cilíndricos de seção reduzida ensaiados no sentido longitudinal
Pode-se ainda verificar na Tabela 11 e na Figura 63, que os valores do limite de
resistência à tração dos corpos-de-prova extraídos da solda com orientação longitudinal,
identificados como LCS1, LCS2 e LCS 3, são os que apresentaram os maiores valores,
ou seja, 738 MPa, 740 MPa e 662 MPa, respectivamente e com média de 713 MPa.
Estes valores mais altos se devem ao fato que os corpos-de-prova foram constituídos
integralmente de metal depositado, e assim, estes além da composição química mais
refinada possuem a estrutura micrográfica de zona fundida. Pode-se ainda verificar que
os valores da razão elástica (LE/LR) que pela API 5L são limitados a um máximo de
0,93, neste caso apresentaram os valores de 0,92, 0,95 e 0,93, respectivamente. Neste
caso, este valor de 0,95 não representa um motivo de reprovação porque o valor limitado
a 0,93 como máximo é considerado para corpos-de-prova com orientação transversal.
112
Tabela 12-Resultados do ensaio em corpos-de-prova cilíndricos transversais
LE LR Alongamento
RAZÃO ELASTICA
( MPa ) ( MPa ) ( % ) LE / LR
TCT 1 623 697 26,7 0,89
TCT 2 639 702 26,8 0,91
TCT 3 630 701 25,2 0,9
TCS 1 511 624 24,6 0,82
TCS 2 527 651 24,9 0,81
TCS 3 573 692 25,1 0,83
TCZ 1 596 712 20,2 0,84
TCZ 2 589 694 24,0 0,85
TCZ 3 559 674 26,4 0,83
Solda - Transversal
Zona afetada - Transversal
IDENTIFICAÇÃO TIPO / ORIENTAÇÃO
Metal Base - Transversal
Os valores reportados na Tabela 12, os quais foram obtidos a partir de corpos-
de-prova de seção reduzida, do metal base, da solda e da ZTA com orientação
transversal, foram comparados com os valores especificados pela norma API 5L (2004)
para o limite de escoamento, limite de resistência à tração e alongamento e todos foram
considerados aprovados. Particularmente, os valores dos corpos-de-prova TCT1, TCT2
e TCT3, respectivamente, foram comparados com o valor do corpo-de-prova TT-30871,
com referência ao limite de escoamento e limite de resistência, para avaliar a
conseqüência do Efeito Bauschinger. Os valores de 623 MPa, 639 MPa e 630 MPa,
respectivamente para o limite de escoamento e os valores de 697 MPa, 702 MPa e 701
MPa, respectivamente para o limite de resistência à tração, são maiores que ambos os
valores de 541 MPa e 657 MPa, respectivamente para o limite de escoamento e limite de
resistência à tração do corpo-de-prova TT-30871, confirmando que corpos-de-prova
retirados na condição raiada e posteriormente aplainado por prensa, apresentam valores
menores.
113
5.3.3-Ensaio de Dobramento guiado
A avaliação dos resultados do ensaio de dobramento guiado foi feita
visualmente com auxilio de uma lupa com aumento de 5X. Nenhuma trinca ou fissura
foi observada em todos os corpos-de-prova analisados, tanto nos dobramentos de face
(solda externa), dobramento de raiz (solda interna) assim como nos dobramentos
laterais, comprovando desta forma uma ductilidade adequada da junta soldada. O
critério de aprovação aplicado no ensaio de dobramento é a verificação de ocorrência
de trinca, não se admitindo nenhuma trinca em qualquer direção que tenha
comprimento maior que 1,6 mm. Esta ductilidade da solda é justificada pela seleção
adequada dos consumíveis de solda (eletrodo e fluxo) assim como também a
microestrutura obtida para a solda e ZTA contribuem para esta propriedade e esta
também foi verificada pelo ensaio de tração que em todos os casos ensaiados
apresentaram valores de alongamento superiores ao mínimo de 20% especificado pela
norma API 5L (2004).
(a) (b) (c)
Figura 64-Corpos-de-prova de dobramento guiado: (a) Solda externa;
(b) Solda interna e (c) Dobramento lateral
5.3.4-Ensaio de impacto
Os resultados do ensaio de impacto Charpy ”V” foram avaliados
individualmente nas temperaturas de teste de 20°C, 0°C, -20°C, -40°C, -60°C e -80°C,
que compuseram a curva de transição dúctil-frágil. Pode ser observado, por meio da
114
Tabela 13, um comportamento diferente dos resultados do metal base, solda e linha de
fusão +5 mm. Na solda, a transição dúctil-frágil ocorre na temperatura de -40°C,
enquanto que na linha de fusão +5 mm ocorre à -80°C. A transição não é observada
para o metal base até a temperatura de -80°C, usando como critério, a fratura dúctil de
50%. Este comportamento é explicado porque o metal base, sendo um aço microligado
laminado termomecanicamente foi projetado para que a fratura frágil de 50% ou
menos só ocorresse em temperaturas abaixo de -80°C. O objetivo principal do projeto
do aço API 5L X65 em conter teores muito baixos de carbono (0,09%), conter
elementos de ligas tais como níquel, cromo, vanádio e nióbio embora em teores muito
baixos e ter a temperatura final de laminação controlada rigorosamente próximo a
700°C, é apresentar uma microestrutura de ferrítica e de grãos refinados com tamanho
ASTM 11/12, para que as propriedades mecânicas e notadamente a tenacidade sejam
asseguradas.
Tabela13-Ensaio de Charpy”V”-Curva de transição:Metal base, Solda e ZTA
Ainda, relacionado aos resultados obtidos nos corpos-de-prova da solda, como
mostrado na Tabela 13, pode ser verificado que a média de energia de 93 J e a média
da porcentagem de fratura dúctil de 72% na temperatura de -20°C, são valores bastante
adequados porque o requisito da norma API na temperatura de 0°C estabelece média
mínima de energia de 27J e média mínima de fratura dúctil de 60 %.
transi
ç
ão
transição
115
5.3.5-Ensaio de CTOD
A avaliação feita por meio deste ensaio levou em conta o comportamento do
aço API 5L X65, da solda e da ZTA, somente para efeito deste estudo, uma vez que a
especificação sob a qual o tubo foi originalmente fabricado, não havia o requisito deste
ensaio. Para fins de estudo, foi ainda construída a curva da/dN para uma análise do
comportamento do crescimento de trinca, conforme a Lei de Paris e a curva de
crescimento da trinca versus número de ciclos. Embora as abordagens mais comuns
encontradas na literatura tem estudado fadiga em tubos soldados por SAW, com
enfoque na vida em fadiga analisadas por intermédio das curvas S/N (Curvas de
Wöller), normas de tubos, como por exemplo, a DNV RP-C203 (2008), analisam
fadiga de acordo com a mecânica da fratura e isto foi a razão de termos incluído o
ensaio de CTD neste estudo.
Tabela 14-Dados da execução e da validação da pré-trinca por fadiga
Na Tabela 14 estão os resultados dimensionais da medição da pré-trinca, o que
foi feito para a validação da mesma conforme requisito da norma BS-7448 (1994).
Pode ser verificado que a relação a
0
/ W obtida nos corpos-de-prova de metal base (T1,
t2 e T3), nos corpos-de-prova de solda (S1, S2 e S3) e nos corpos-de-prova de ZTA
116
(Z1, Z2 e Z3) apresenta valores entre 0,516 e 0,550 e estão em conformidade com a
Tabela 6, onde está estabelecido o intervalo de validação entre 0,450 e 0,550.
Tabela 15: Resultados de CTOD: Metal base, Solda e ZTA
RESULTADO MODO DE
( mm ) FRATURA
CP 1 0,25
δ
c
CP 2 0,77
δ
m
CP 3 0,40
δ
c
CP 1 0,34
δ
m
CP 2 0,11
δ
m
CP 3 0,34
δ
m
CP 1 0,45
δ
m
CP 2 0,53
δ
m
CP 3 0,53
δ
m
IDENTIFICAÇÃO
Solda - Transversal
Zona afetada - Transversal
TIPO / ORIENTAÇÃO
Metal Base - Transversal
Os valores obtidos para CTOD (δ) do metal base de 0,25 mm, 0,77 mm e 0,40
mm nos corpos-de-prova numerados como CP1, CP2 e CP3 respectivamente, estão
aprovados pela análise frente ao critério da norma DNV-OS-F101 (2000), que
estabelece o valor mínimo de 0,20 mm para qualquer um de 3 corpos-de-prova
válidos (Tabela 15). Os corpos-de-prova CP1 e CP3 apresentaram modo de fratura
δ
c
, o que remarca a ocorrência de “pop-in”, conforme definido em 4.3.5 e ilustrado
na Figura 54 (3), provavelmente devido a presença de bandas de perlita na direção de
laminação do aço, o que provoca uma queda seguida de retomada na curva tensão
versus deslocamento. O corpo-de-prova CP2 foi analisado em carga máxima (δ
m
).
Os valores obtidos para CTOD (δ) para os corpos-de-prova de solda e ZTA,
todos apresentaram modo de fratura em carga máxima (δ
m
), conforme a Tabela 15,
no entanto, o corpo-de-prova CP2 de solda, apresentou o valor de 0,11 mm, o que
seria um valor reprovado pela norma DNV-OS-F101 (2000), estando seguindo-a
para avaliação dos resultados obtidos. Este valor, muito provavelmente, se deve a
alguma descontinuidade pontual na solda não detectada na inspeção por ultra-som
117
em função deste ter uma limitação de tamanho para detecção, que no caso da
espessura do tubo em estudo é de no mínimo 0,8 mm, ou seja, tamanhos de
descontinuidades detectáveis a partir de 5% da espessura do material ensaiado. Nas
Figuras 65 e 66, estão ilustradas as curvas de propagação de trinca reais obtidas
como resultado de ensaio executado em 1 corpo-de-prova com as mesmas dimensões
dos corpos-de-prova utilizados para o ensaio normal de CTOD.
Figura 65-Curva da/dN versus Delta K do aço API 5L X65
Figura 66-Curva de crescimento da trinca versus número de ciclos
I
II
III
118
A curva da/dN (Figura 65) construída corresponde ao modelo teórico, quanto as
distintas regiões I, II e III, onde , na região I o fator de intensidade de tensão abaixo
do qual não ocorre o crescimento da trinca é chamado de fator intensidade da tensão
limite, ∆K
th
. Na região II, onde o comportamento é linear, ocorre o crescimento
estável da trinca, e na região III, ocorre um crescimento mais rápido da taxa da/dN, a
medida que o fator de intensidade de tensão se aproxima do valor da intensidade de
tensão crítica. A Figura 66, representa a plotagem no gráfico do comprimento da trinca
em milímetros versus o número de ciclos. Pode ser observado que o comprimento da
trinca por fadiga começou a ser registrado a partir de 11,8 mm (eixo y do gráfico) e
finalizou em 20,8 mm após 51.000 ciclos. Para a obtenção dos gráficos foi utilizado o
software versão 4.5 B da MTS System Corporation.
5.4-Ensaios em escala real em anéis do tubo com comprimento de 100 mm
5.4.1-Ensaios não destrutivos
Foram extraídos do tubo N 30.871, oito anéis com comprimento individual de
100 mm, os quais foram posteriormente submetidos ao ensaio de fadiga (5 anéis) e
ensaio de tensões residuais (3 anéis). Os resultados dos ensaios visual, partículas
magnéticas e ultra-som foram aprovados sem apresentar qualquer indicação de defeito
tanto superficial como na região interna da solda ou na região de 200 mm de cada lado
da solda, dentro dos limites de detecção de cada método de ensaio. Estão ilustrados na
Figura 67, os anéis removidos do tubo N.30871, onde os ensaios não destrutivos
foram aplicados.
119
Figura 67- Ensaios Não Destrutivos: (a) Ensaio por ultra-som, (b) padrão de calibração
do ultra-som e (c) ensaio por partículas magnéticas.
5.4.2-Ensaio de tensões residuais pelo método do Anel
Na Tabela 16 estão representados os valores individuais de cada teste, assim
como as medições efetuadas em função da metodologia que sugere o método do anel.
( c )
( a )
( b )
120
Tabela 16- Resultados do ensaio de tensão residual-Método do anel
O ensaio de tensões residuais pelo método do anel apresentou, para o tubo em
estudo, um valor médio de 14,8 MPa (2.148 PSI). Este valor pode ser considerado
bastante baixo, tomando se como referência um máximo de 89,6 MPa que corresponde
a 20% do limite de escoamento do aço X65 (448 MPa), o qual é admitido pelas
especificações de tubos para instalação submarina, e que foi utilizado como referência
para analisar a influência da tensão residual na vida em fadiga do tubo em análise.
5.5-Análise do teste de fadiga em anéis do tubo
Na primeira condição analisada, a qual representa os resultados dos anéis 4 e 5,
que foram posicionados com a solda em contato com a viga de madeira, houve a
ocorrência de trinca por fadiga em ambos os anéis. No anel de número 4, a trinca teve
início com 206.840 ciclos e no anel de número 5, a trinca teve início com 246.000
ciclos.
Na segunda condição analisada, a qual representa os resultados dos anéis de
números 1, 2 e 3, não houve a ocorrência de nenhum tipo de trinca. O ensaio foi
monitorado até 500.000 numa primeira fase, e então interrompido para que os 3 anéis
fossem novamente inspecionados visualmente, por partículas magnéticas via úmida e
por ultra-som para ratificar a não existência de qualquer indício de trinca. Após esta
121
interrupção para inspeção, os anéis foram novamente colocados em teste e
permaneceram até totalizar 2.670.271ciclos e não foi observado o aparecimento de
trinca. Com esta contagem de ciclos foi decidido interromper o ensaio, porque as
informações disponíveis na literatura sobre fadiga em tubo de aço soldado por arco
submerso), mencionam a vida em fadiga da ordem de 100.000 ciclos (ERDELEN-
PEPPLER, 2004).
Comparando-se as duas condições de ensaios executadas, pode-se inferir que a
resistência a fadiga de tubos soldados é dominada por fatores geométricos e neste caso
ressaltamos, que a altura do reforço dos cordões de solda, é o ponto crítico de
concentração de tensões e quando o posicionamento do tubo acarreta contato direto do
cordão de solda com a superfície inferior a que o tubo está apoiado, a ocorrência de
trinca por fadiga torna-se inevitável.
5.5.1-Resultados de ensaio do anel 4
A Figura 68 ilustra os anéis 4 e 5 sendo ensaiados simult6aneamente, tendo
como resultados os seguintes dados:
Início da trinca= 206.840 ciclos, Ruptura total= 354.011 ciclos, Abertura da trinca =
38,6 mm.
Figura 68- Anéis do tubo Ø 609,6 x 15,87 x 100 mm posicionados para o teste de
fadiga, com a solda em contato com a superfície de madeira
Posição da Solda
122
Na Figura 69 (a) está ilustrado o início da trinca no anel 4, a qual teve início no
lado interno do anel, estando ilustrado em (b) o crescimento estável e em (c) a fratura
completa do anel ,no sentido longitudinal adjacente ao cordão de solda.
(a) (b) (c)
Figura 69- Ensaio de fadiga no anel 4:
(a) início da trinca, (b) crescimento estável e (c) fratura total.
5.5.2-Resultados de ensaio do anel 5
A Figura 70 (a) ilustra o início da trinca do anel 5, estando ilustrado em (b) o
rompimento total do anel e em (c) a abertura total da fratura. Os dados obtidos no
ensaio foram os seguintes: Início da Trinca= 246.000 ciclos; Fratura total= 348.166
ciclos e Abertura da trinca= 9,97 mm.
(a) (b) (c)
Figura 70- Ensaio de fadiga no anel 5:
(a) início da trinca, (b) crescimento estável e (c) fratura total
123
5.5.3-Análise da Fratura
Para uma confirmação mais objetiva e caracterização da fratura, foram
executadas a análises macrográfica (Figura 71) e fractográfica (Figura 72). A
fractografia foi feita por meio de microscopia eletrônica de varredura (MEV)
utilizando um equipamento JEOL-JSM 6360.
Figura 71-Macrografia da seção transversal da solda fraturada
Pode ser observado na Figura 71, que a trinca por fadiga, a qual teve início na
transição entre o cordão de solda interno e a chapa do tubo, é da forma transgranular e
teve propagação de 78 %, da superfície interna para a externa, e teve propagação de
22 %, da superfície externa para a superfície interna.
Na Figura 72, está ilustrada uma análise mais detalhada feita por MEV, em 3
regiões distintas no sentido da espessura, as quais foram assinaladas por (A) que
representa a região próxima a superfície externa, a região assinalada por (B) que
representa a meia espessura e a região assinalada por (C) que representa a região
próxima a superfície interna. Pode ser verificado em (B) e em (C) o aparecimento de
estrias denotadas por linhas perpendiculares na direção de crescimento da trinca, que
foi o mecanismo responsável pela propagação da trinca em quantidade definida por
cada ciclo de fadiga.
NITAL 3% X 3,5
INTERNO
EXTERNO
Início da
trinca
124
Figura 72- Análise por MEV da superfície da fratura por fadiga:
(A) superfície interna, (B) meia espessura e (C) superfície externa.
125
6- Conclusões
Com os resultados obtidos por intermédio dos ensaios mecânicos realizados
neste trabalho, como os ensaios de tração; dureza; dobramento guiado; impacto;
CTOD, e dos ensaios em escala real a partir de anéis do tubo, tais como ensaio visual,
ensaio por partículas magnéticas via úmida, ensaio por ultra-som, ensaio de tensões
residuais e o ensaio de fadiga, pode se verificar que o produto final não apresentava
qualquer restrição em relação as especificações requisitadas pela norma API 5L X65 e
foram possíveis , as seguintes conclusões:
1- O ensaio de fadiga aplicado em modelo simplificado de laboratório, que
simulou uma condição real de transporte por navio de tubo API 5L X65 nas
dimensões Ø 609,6 x 15,87 mm, comprovou a possibilidade da ocorrência de trinca
por fadiga, na condição em que a solda do tubo esteja em contato direto com a
superfície de apoio, para um tubo que do ponto de vista de ensaios de fabricação
estava aprovado.
2- Tomando-se os anéis de 100 mm de comprimento do tubo Ø 609,6 x 15,87
mm, foi possível simular uma condição real de carregamento em navio, onde o anel
ensaiado, representou um tubo da primeira camada do carregamento de uma carga
composta de 24 outras camadas colocadas sobre a primeira. Verificou-se que o
posicionamento da solda do tubo sem contato com a madeira assegura uma maior vida
em fadiga do tubo, porque enquanto os anéis ensaiados com a solda em contato com a
superfície inferior de apoio, apresentaram a ocorrência de trinca a partir de 2 x 10
5
ciclos, o anel com a solda posicionada a 90° da superfície inferior de apoio, foi
ensaiado até 2,67 x 10
8
ciclos, sem aparecimento de trinca. Outro aspecto concluído,
foi a confirmação de que a vida em fadiga de tubos de aços soldados é dominada pela
geometria do cordão de solda, de maneira que o anel, o qual teve o reforço de solda
complemente removido e alinhado com a espessura da chapa, foi submetido ao
mesmo tempo aos mesmos 2,67 x 10
8
ciclos , sem o aparecimento de trinca.
126
3- Como os anéis submetidos ao ensaio de fadiga, haviam sido aprovados nos
ensaios visual, por partículas magnéticas via úmida e ultra-som e ainda assim
apresentaram trinca quando em solicitação cíclica, comprovou-se que a ocorrência de
trinca por fadiga nem sempre está associada a um ponto de iniciação que seja um
defeito macroscópico pré-existente. Neste caso estudado, o que ocasionou a iniciação
da trinca e depois a propagação devido à solicitação cíclica imposta, foi a existência
do ponto concentrador de tensões na interface entre o cordão de solda e o contorno do
tubo.
127
7-Sugestões para continuação do trabalho
1- Fazer a simulação em laboratório, utilizando anéis com defeitos artificiais
provocados na solda e adjacentes a esta, sendo os defeitos do tipo mordeduras com
tamanho e profundidade aprovadas pela norma API 5L.
2-Monitorar um tubo de uma carga de navio em carga real usando um sensor to
tipo “Crack-First” desenvolvido pelo TWI, conforme Figura 73, o qual grava
eletronicamente toda tensão imposta ao tubo durante a viagem.
Figura 73- Sensor CrackFirst, que foi desenvolvido no TWI
3-Fazer um teste de fadiga em escala real utilizando um arranjo com um tubo
sobre o outro e sobre eles um carregamento de igual grandeza de uma carga real.
128
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