Análise Estrutural por Simulação Numérica de Vaso de Pressão usado em Petroquímica



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Análise Estrutural por Simulação Numérica de Vaso de Pressão usado em Petroquímica

Antônio Pereira Santos,Thiago Figueiredo Azevedo*, Emerson Maurício de Oliveira, Ricardo Steffany Aquino de Souza, Wilton Walter Batista e Sandro Griza.

Núcleo de Ciência e Engenharia de Materiais, P2CEM-UFS, Sergipe-Brasil.

* thiago_figueiredo91@yahoo.com.br

Resumo

Vasos de pressão são componentes que devem ser projetados visando àsegurança de operação. Durante uma parada para inspeção de um vaso de pressão dinâmico utilizado no beneficiamento de gás natural, fabricado em aço ASTM A283-grau C, observou-se uma descontinuidade longitudinal na chapa através de ensaio de ultrassom. Com isso, o objetivo desse estudo foi aplicar simulações numéricas no modelo do vaso original e do vaso apresentado em projeto, analisar o defeito e verificar se este poderia produzir uma falha catastrófica. A simulação foi realizada com o programa de Elementos Finitos. O defeito foi caracterizado através de análises por líquido penetrante, metalografia em microscópio ótico e microscópio eletrônico de varredura. Análises por microssonda EDS e por espectrômetro de emissão ótica também foram realizadas. Além disso, foram realizados ensaios de dureza e de impacto Charpy no material do vaso. Os resultados indicaram que pela simulação o vaso se comporta abaixo do limite de escoamento do material, o defeito foi produzido pela laminação de óxidos de ferro oriundos do lingotamento. Esse defeito apresentou ramificações transversais que poderiam ser críticas quanto à propagação de trincas.




Palavras – chave: ASTM A283, análise de falha, mecânica da fratura,SimulaçãoNumérica.


  1. INTRODUÇÃO

A indústria do petróleo e gás natural surgiu em meados do século 19, nos Estados Unidos, como resultado de pesquisas que visavam à transformação de produtos naturais. Em seguida começou a se desenvolver na Europa e Japão, para, posteriormente, chegar à América Latina, já na década de 1960 [1].

As ligas de aço apresentam como principal característica sua microestrutura, sendo resultante dos arranjos atômicos que compõem o material, podendo ser observada em microscópio em amostras polidas e atacadas quimicamente. Podem ocorrer anomalias nos componentes metálicos devido ao uso ou sua fabricação [2-3].

Uma chapa de aço aplicada em vaso de pressão geralmente é fabricada a partir de um lingote fundido obtido do lingotamento convencional ou em lingotamento contínuo. A chapa assume seu formato plano após diversas passagens pelos cilindros laminadores. A temperatura de trabalho se situa acima da temperatura de recristalização do metal da peça, a fim de reduzir a resistência a deformação plástica em cada passagem e permitir a recuperação da estrutura do material, evitando o encruamento nos passes subseqüentes.

O processo de laminação também pode ser feito a partir do controle termomecânico, ou seja, a laminação é controlada a fim de conhecer-se a temperatura de casa passe. Isso permite prever a microestrutura final e conseqüentemente as propriedades mecânicas da chapa.

Este estudo busca avaliar a integridade de vasos de pressão, devido a defeitos microestruturais. Vasos de pressão estão sempre submetidos simul­taneamente à pressão interna e à pressão externa. A preocupação com falha em vasos de pressão é justificada devido a possibilidade de rupturas bruscas, catastróficas, que podem resultar em grandes prejuízos humanos e financeiros.

Sendo assim, o objetivo deste estudo foi confirmar a análise da integridade estrutural de um vaso de pressão dinâmico através de simulação numérica em vaso de pressão de projeto.

O vaso original é torisférico, formado a partir de uma chapa conformada para obter um raio de curvatura, figura 1. Onde a partir disso, foram então executadas simulações numéricas para verificar as distribuições de tensões ao longo da peça. A tabela 1 representa as condições de operação nominal do vaso.

Figura 1 – Representação do Vaso de pressão: modelo original torisférico


Tabela 1 – Condições de operação do vaso de pressão

Pressão de projeto do vaso

0.72MPa

Pressão operação

0,07 MPa

Pressão de Simulação

0,07 MPa

Temperatura operação

Ambiente (30 °C)

Fluido do processo

Gás Natural

Material casco e tampos

Aço ASTM A283 Gr. C.

Durante o tempo de parada para inspeção de rotina do vaso de pressão, o operador observou descontinuidades na seção longitudinal através de ensaio não destrutivo por ultrassom. A descontinuidade poderia ser um problema de dupla laminação ou outro defeito de fabricação, ou poderia ser uma trinca.

Uma vez detectado o problema no tampo do vaso, o operador decidiu substituí-lo. Como não havia um tampo disponível em pronta entrega pelo fabricante do vaso e tendo em vista o alto custo da parada de produção, o operador optou por fabricar um tampo mais simples, produzido através de uma chapa plana reforçada com nervuras externas dispostas radialmente, como está representado na figura 2.

Figura 2 – Representação do Vaso de pressão: modelo de substituição

Foram então executadas simulações numéricas para verificar as tensões no novo desenho de tampo e comparações entre o vaso original e o projetado. Para caracterizar o defeito foram executados ensaios mecânicos (Charpy e dureza), análises microestruturais (metalografias e microscópio eletrônico de varredura) e análise química do material base de fabricação dos vasos.


  1. DESENVOLVIMENTO EXPERIMENTAL

Este estudo foi desenvolvido em três etapas: simulações do vaso de pressão tanto do modelo original como do projetado, a análise e caracterização do material do vaso e por fim, cálculo de tamanho crítico de defeito para trinca catastrófica.

2.1. Simulação numérica

A partir dos dados operacionais fornecidos pela empresa operadora, os ajustes dos parâmetros do material foram: módulo de elasticidade (201 GPa) e coeficiente de Poisson (0.31), na qual é suficiente para simulação no regime elástico.

Por se tratar de um modelo com estrutura de 10 mm de espessura, foi caracterizada como peça chapa, ou seja, um elemento apenas na seção transversal. Para facilitar a simulação, foi feito um corte simétrico no modelo, em seguida, a face foi restringida na direção y, mantendo os demais graus de liberdade de movimento.

Os dois flanges da base e o outro flange da conexão foram restritos por engaste nos três eixos. Em seguida foram aplicadas as condições de carregamento: uma pressão interna de 0,72MPa nas paredes do vaso e uma força longitudinal na parte de trás, como mostra a figura 3 (em vermelho).

(a) (b)


Figura 3 – Representação das áreas de carregamento do vaso original em (a) e o vaso projetado em (b)

A figura 4 mostra uma representação da distribuição da malha ao longo do vaso de pressão.



(a) (b)


Figura 4 – Representação de malha do vaso original em (a) e o vaso projetado em (b)

2.2. Caracterização do material do vaso

Parte do tampo foi extraída por oxicorte e encaminhada para análises. Foram feitas análises macrográficas por líquido penetrante, análises micrográficas em cortes longitudinais e transversais através de análises melatográficas, microscopia eletrônica de varredura (MEV), ensaios de impacto Charpy e de dureza. Ao fim foi analisada a possibilidade de fratura frágil devido à presença de defeitos por mecânica da fratura.


  1. RESULTADO E DISCUSSÃO

3.1. Simulação numérica

A simulação utilizando a pressão de projeto de 0,72MPafoi aplicada em ambos os vasos (original e de projeto), e indicaram respectivamente uma tensão de Von Mises de 47,9 MPa e 101,5 MPa(figuras5 e 6). Com base na ASTM A283 Gr-C [4], o vaso em questão possui o limite de escoamento de 201MPa. Com isso,ambos os vaso não irão escoar. Sob a condição de pressão de projeto. Além disso, essa tensão de 101,5 MPa está aquém do limite de fadiga desse material, sendo assim abaixo do limite de escoamento do material.

A figura 7 representa o quanto de deslocamento sofrido para 0,72 MPa de pressão, e indicaram que os valores foram de 0,25mm e 0,20mmrespectivamente para o vaso original e o vaso de projeto. Com isso mostra-se um comportamento semelhante não apresentando risco durante carregamento.

(a) (b)


Figura 5 – Simulação do vaso original em (a), e em (b) detalhamento.
(a) (b)

Figura 6 – Simulação do vaso de projeto em (a), e em (b) detalhamento.


(a) (b)


Figura 7 – Representação dodeslocamento do vaso original em (a) e o vaso projetado em (b)

3.2. Caracterização do material do vaso

Inicialmente, foi utilizada a técnica de ensaio de inspeção visual por líquido penetrante, para comprovar a formação de descontinuidades internas no material. Foi possível observar descontinuidades longitudinais, apresentadas em (a) e (b) na figura 8.

(a) (b)


Figura 8 – Inspeção visual por líquido penetrante. Em (a) seção transversal e em (b) seção longitudinal. As marcas vermelhas indicam descontinuidades.

A tabela 2 mostra o resultado da análise química do material do tampo realizada em espectrômetro de emissão ótica. Observa-se que o material se encaixa na especificação ASTM A283 Gr C (usado em projeto de chapas grossas de aços-carbono com qualidade estrutural) [4].


Tabela 2: Resultado da análise química (% em peso)

Elemento

C

Si

Mn

P

S

Cr

Ni

Al

%

0,22

0,21

0,75

0,02

0,03

0,009

0,02

0,01

ASTM A283-gr C

máx 0,24

0,15-0,40

máx 0,90

máx 0,035

máx 0,04

-

-

-

A figura 9 mostra o defeito interno da matéria prima. Observam-se linhas de fluxo seguindo os contornos do defeito. Isto é uma evidência de que o defeito foi produzido ainda no processo de laminação da matéria prima. Observa-se na figura 10 que as ramificações que partem do defeito. E na figura 11percebe-se a mesma região da figura 10, agora com ataque de Nital. Observa-se que a microestrutura é deformada ao longo da ramificação. Essa morfologia é mais uma evidência de que a ramificação ocorreu durante a laminação da chapa. Ao longo das etapas de laminação, o material da descontinuidade maior fluiu para o interior da microestrutura, produzindo a ramificação e a deformação dos grãos adjacentes. Os grãos adjacentes à ramificação estão alinhados a esta, e não ao sentido de laminação da chapa.

A figura 12 apresenta a seção sem ataque representativa para a análise do nível e morfologia das inclusões. A partir da análise pode-se classificar o nível e morfologia de inclusões segundo a norma ASTM E45como sulfeto de manganês A2 série fina [5]. Observa-se a microestrutura constituída de ferrita pró-eutetóide e grãos de perlita refinada, típica em chapas obtidas por processo termomecânico de laminação [6].

Diversas regiões das amostras sem ataque foram analisadas tanto em microscópio ótico como em MEV para verificar a presença de trincas partindo das ramificações. Observou-se apenas a formação de inclusões confirmadas em EDS como sendo de sulfeto de manganês associadas com óxido de ferro.

A figura 13 (a - c), mostra uma imagem da descontinuidade principal juntamente com uma das ramificações. A figura também apresenta um mapeamento por microssonda EDS para indicação dos elementos constituintes das descontinuidades. Existe a presença dominante do ferro e do oxigênio, comprovando a presença de óxido de ferro como constituinte tanto do defeito principal central quanto de suas ramificações. A figura 14 mostra um mapeamento por elétrons retroespalhados e EDS de uma inclusão próxima à ramificação. Observa-se a formação de sulfeto de manganês associada aos óxidos de ferro. Após a análise por EDS foi possível esclarecer a composição das inclusões dispersas no metal. Enfim, após exaustiva investigação das metalografias, observou-se apenas a presença de inclusões de sulfeto de manganês associadas a óxidos de ferro. Não foi verificada nenhuma trinca associada às descontinuidades.

Figura 9 – Metalografias da seção longitudinal. Linhas de fluxo de laminação seguindo o contorno do defeito. Ataque de nital 2%



(a) (b)


Figura 10 – Microscopia sem ataque. Em (a) descontinuidade longitudinal, abaixo na figura, além de ramificação e inclusões alongadas. Em (b) detalhe de (a) onde observa-se que uma inclusão de sulfeto de manganês coincide com a ramificação, como mostra a seta.

Figura 11 – Microscopia óptica com ataque Nital2%. Detalhe a direita. Observa-se a deformação da microestrutura com respeito à ramificação. A microestrutura é composta de grãos refinados de ferrita pró-eutetóide e perlita fina.


(a) (b)


Figura 12 – Micrografia da seção transversal mostrando inclusões. Em (a), estão indicados sem ataque os óxidos associados às inclusões e em (b) as inclusões e microestrutura obtida com ataque de nital 2%.

(a)(b) (c)

Figura 13 – Imagem em MEV por elétrons retroespalhados da região da descontinuidade principal e de uma ramificação em (a). Em (b) mapeamento do elemento Fe e em (c) mapeamento do elemento oxigênio, indicando que as descontinuidades são compostas por óxido de ferro.

(a) (b) (c)

Figura 14 –Mapeamento por elétrons retroespalhados e EDS de inclusão próxima a ramificação. Em (b) mapeamento do elemento S e em (c) mapeamento do elemento Mn.

O ensaio charpy foi realizado em temperaturas de -130°C a 180°C e obtido valores de energia absorvida de impacto em Joules (tabela 3). A partir disso, foi construido um gráfico de energia absorvida pela temperatura de ensaio (figura 15).

As peças fraturadas foram submetidas à análise dos micromecanismos de fratura em MEV. No ensaio realizado em baixa temperatura, -130°C, foi observada clivagem ao longo de toda superfície. A figura 16 apresenta este resultado. No ensaio a temperatura de 0°C, apresentado na figuras 17, observa-se na zona fibrosa coalescimento de microcavidades rasas e na zona radial, regiões de clivagem. Em temperatura ambiente (25ºC), como indica a figura 18, observa-se coalescimento de microcavidades em toda a superfície de fratura.Nos ensaios realizados em altas temperaturas, observam-se fraturas por coalescimento de microcavidades mais profundos, de maior deformação microscópica, por vezes alongados e orientadosna direção de propagação da fratura, como indica a figura19. É possível sugerir que a temperatura de transição para este material fica entre -15 e 25 C° [7].
Tabela 3 – Resultados do Ensaio Charpy


Temperatura (C°)

Energia Absorvida (J)

180

87,8

95

97,4

25

86

0

32,6

-10

22

-15

11,9

-130

1,6

Figura 15 – Curva de transição dúctil/frágil do aço estudado.


(a) (b) (c)

Figura 16 – Superfície de fratura do c.p. ensaiado em -130°C em (a). Em (b) e (c) imagens em MEV mostrando o micromecanismo de clivagem ao longo de toda superfície.

(a) (b)(c)

Figura 17 – Superfície de fratura do c.p. ensaiado em 0°C em (a). Em (b), coalescimento de microcavidades na zona fibrosa e (c) ao longo da zona radial.

(a) (b) (c)

Figura 18 – Superfície de Fratura à 25°C em (a). Em (b) e em (c) coalescimentos de microcavidades rasos.

(a) (b) (c)

Figura 19 – Superfície de fratura a 100°C em (a). Em (b) e em (c) observam-se coalescimento de microcavidades de maior deformação microscópica (mais fundos).

Por fim os resultados de dureza Vickers na seção transversal de corte. Percebe-se que a dureza do aço utilizado no vaso de pressão é de cerca de 227 Vickers. De acordo com o código ASME VIII Div 1, o resultado deve ser expresso em escala Brinell. De acordo com a ASTM E 140 – 07, a conversão resultou em 227 HB [8].


  1. CONCLUSÕES

A simulação mostrou baixo nível de carregamento no corpo do vaso. A maior tensão ocorreu na região do cordão de solda.

A descontinuidade longitudinal detectada anteriormente por ultra-som foi caracterizada. Trata-se de um plano médio de FeO oriundo do metal de partida antes da laminação (lingote). A laminação produziu uma descontinuidade alongada com ramificações não sendo detectada propagação de trincas posteriores por solicitação mecânica.

O ensaio de dureza e de impacto Charpy permitiu obter parâmetros para avaliar a tenacidade a fratura () do material. Para o caso do corpo do cilindro o projeto foi feito sob conceito de vazamento antes da fratura, ou seja, mesmo que ocorresse uma trinca passante na parede do tubo, este não apresentaria colapso catastrófico (fratura frágil).

O reparo realizado pelo operador teve êxito, uma vez que não ocorreu nenhum problema durante seu uso.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] GRAÇAS, S. F. M. <http://www.tesisenred.net/TDX-0427106-084624/> Capítulo 07.(MGS_CASO_IND_PETROQUIMICA.pdf). Acessado em 20 de novembro de 2010;

[2] RESENDE, G. S. – Transformações de Fases em materiais metálicosCampinas SP Editora Unicamp, 2006 – Capítulo 1 página 17;

[3]FONTINHA, I. R. et. al. - Desempenho de Componentes Metálicos em Edifícios - Corrosão. Prot. Mater., Vol. 26 N.o 3 (2007) página 86;

[4] ASTM A 283/A 283M – 00 - Standard Specification for Low and Intermediate Tensile Strength Carbon Steel Plates; March 10, 2000;

[5] ASTM E 45 – 97;Standard Test Methods for Determining the Inclusion Content of Steel; Apr. 10, 1997

[6] ASM Handbook Volume 9, Metalography and microstructures, published in 1991, 10th Edition Metals Handbook;



[7] ASM Handbook Volume 12, FRACTOGRAPHYwas published in 1987, 12th Edition Metals Handbook;

[8] ASTM E140 - 07 Standard Hardness Conversion Tables for Metals Relationship Among Brinell Hardness, Vickers Hardness, Rockwell Hardness, Superficial Hardness, Knoop Hardness, and Scleroscope Hardness; 2007;



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