Inspeção de Equipamentos Conforme IBP Rev.2009

2009

Autor: Guilherme DONATO

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Inspeção de Vasos de Pressão – 1a Parte

Inspeção de Vasos de Pressão 2009

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SUMÁRIO

1 – INTRODUÇÃO...............................................................................................................................3

2 – DESCRIÇÃO .................................................................................................................................5

2.1 - COMPONENTES.....................................................................................................................5 2.2 - DIMENSÕES CARACTERÍSTICAS .........................................................................................7 2.3 - ABERTURAS E REFORÇOS...................................................................................................8 2.4 - PEÇAS INTERNAS DOS VASOS DE PRESSÃO ....................................................................9 2.5 - ACESSÓRIOS EXTERNOS DOS VASOS DE PRESSÃO .....................................................10 2.6 - SUPORTES ...........................................................................................................................11

3 – CÓDIGOS DE PROJETO ............................................................................................................13

3.1 - INTRODUÇÃO.......................................................................................................................13 3.2 - PD-5500 - UNFIRED FUSION WELDED PRESSURE VESSELS ..........................................17 3.3 - AD – MERKBLATTER............................................................................................................17 3.4 - CÓDIGO ASME - THE AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS ...................18

4 – TENSÕES ADMISSÍVEIS............................................................................................................29

5 –ESPESSURAS PADRONIZADAS E SOBRESPESSURA DE CORRO SÃO ................................32

6 –DEFINIÇÕES................................................................................................................................34

7 –DIMENSIONAMENTO DE COMPONENTES PRESSURIZADOS .... ............................................37

8 – TESTES DE PRESSÃO...............................................................................................................61

8.1 – TESTE HIDROSTÁTICO.......................................................................................................61 8.2 – TESTE PNEUMÁTICO OU HIDROPNEUMÁTICO................................................................64

9 – ABERTURAS E REFORÇOS........................... ...........................................................................66

9.1 – INTRODUÇÃO......................................................................................................................66 9.2 – PROCEDIMENTOS DE CÁLCULO (ASME Seç.VIII – Divisão 1) ..........................................69

10 – CLASSIFICAÇÃO DE TENSÕES...................... ........................................................................75

10.1 - CATEGORIAS DE TENSÕES..............................................................................................75 10.2 - CARACTERIZAÇÃO DAS TENSÕES..................................................................................80

11 – FADIGA........................................ .............................................................................................86

11.1 - INTRODUÇÃO.....................................................................................................................86 11.2 – CURVA SN..........................................................................................................................89 11.3 – MÉTODOS DE MELHORIA NA VIDA À FADIGA ................................................................95 11.4 – CRITÉRIOS DO CÓDIGO ASME SEÇÃO VIII – DIVISÃO 2 .............................................102

12 – MATERIAIS ..................................... ........................................................................................105

12.1 – INTRODUÇÃO ..................................................................................................................105 12.2 – COMPORTAMENTO EM ALTAS TEMPERATURAS ........................................................107 12.3 – COMPORTAMENTO EM BAIXAS TEMPERATURAS.......................................................110

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS......................... .......................................................................137


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1 – INTRODUÇÃO

Vasos de pressão são todos os reservatórios destinados ao armazenamento e processamento de líquidos e gases sob pressão ou sujeitos a vácuo total ou parcial.

O código ASME – Pressure Vessel Boiler Code, define vasos de pressão como sendo todos os reservatórios, de qualquer tipo, dimensões ou finalidade, não sujeitos a chama, que contenham qualquer fluído em pressão manométrica igual ou superior a 1,02 kgf/cm2 ou submetidos à pressão externa.

Os vasos de pressão são empregados em três condições distintas.

� Armazenamento de gases sob pressão

Os gases são armazenados sob pressão para que se possa ter um grande peso num volume relativamente pequeno.

� Acumulação intermediária de líquidos e gases

Isto ocorre em sistemas onde é necessária a armazenagem de líquidos ou gases entre etapas de um mesmo processo ou entre processos diversos.

� Processamento de gases e líquidos

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

Vasos de pressão e tubulações são utilizados em diversos ramos da indústria, podendo-se citar as indústrias químicas, petroquímicas, de petróleo, alimentícia, siderúrgica, etc,... Estes equipamentos são empregados para conter e transportar fluidos, muitas vezes perigosos, ou em estado termodinâmico perigoso.

O objetivo de um projeto e fabricação adequada é assegurar que tais equipamentos possam exercer suas funções, sem risco considerável, submetidos aos carregamentos, temperaturas e pressões previstas.

A construção de um vaso de pressão envolve uma serie de cuidados especiais relacionados a seu projeto, fabricação, montagem e testes. Isto porque um vaso de pressão representa:

� Grande risco: Normalmente opera com grandes pressões e temperaturas elevadas.

� Alto investimento : É um equipamento de custo unitário elevado.

� Papel importante na continuidade operacional do processo.

Exemplos de aplicação:

� Indústrias químicas e petroquímicas

� Indústrias alimentares e farmacêuticas

� Refinarias

� Terminais de armazenagem e distribuição de petróleo e derivados.

� Estações de produção de petróleo em terra e no mar.


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Os vasos de pressão podem ser classificados em dois grupos:

• Vasos não sujeitos a chama:

� Vasos de armazenamento e acumulação;

� Torres de destilação fracionada, retificação, absorção, etc,...

� Reatores diversos;

� Esferas de armazenamento de gases;

� Permutadores de calor;

� Aquecedores;

� Resfriadores;

� Condensadores;

� Refervedores;

� Resfriadores a ar

• Vasos sujeitos a chama:

� Caldeiras;

� Fornos.

Outra classificação didática é empregada para diferenciar vasos de pressão de tanques de armazenamento.

� 0 - 2,5 psig: API-650

� 2,5 - 15,0 psig: API-620

� 15,0 psig e vácuo: ASME, PD-5500, Ad-Merkblatter, etc,...


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2 – DESCRIÇÃO

2.1 - COMPONENTES

Num vaso de pressão podemos distinguir os seguintes componentes:

- Corpo (casco ou costado): Normalmente cilíndrico, cônico, esférico ou combinação dessas formas.

- Tampos: Normalmente nos tipos semi-elípticos, toro-esféricos, semi-esféricos. cônicos, toro-cônicos, toro-esféricos e planos.

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

Geometria L r h

ASME 6% D 0,06.D 0,169.D

ASME 10% D 0,10.D 0,194.D

ASME 2:1 0.904.D 0.173.D 0.250.D (Falsa elipse)

Tabela 2.1 – Relações Geométricas de Tampos Torisféricos

A fabricação de tampos semi-elípticos possui um custo mais elevado pela necessidade de uma matriz específica para o diâmetro e relação de eixos da geometria. Os tampos torisféricos são obtidos pela conjugação de 2 diferentes geometrias: calota esférica central, obtida por prensagem e raio da região tórica, obtida por rebordeamento da chapa.

Os tampos semi-esféricos podem ser empregados em equipamentos com pressões mais elevadas, onde o “lay-out” permita. A vantagem está relacionada ao menor nível de tensões atuantes.

Os tampos cônicos possuem resistência mecânica inferior ao costado cilíndrico, o que exige maiores espessuras. Para cones com semi-ângulos superiores a 30o é exigida uma análise de tensões para o dimensionamento, não sendo mais válidas as equações de cálculo do código ASME e outros. A utilização de uma transição tórica entre o tampo cônico e o costado cilíndrico permite uma melhor acomodação das tensões existentes nas mudanças geométricas e confere uma resistência maior a transição entre os componentes.


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A tabela abaixo exemplifica as espessuras mínimas requeridas (aproximadas) em função da geometria do tampo.

Costado cilíndrico com espessura mínima requerida de 25,0 mm, conectado ao tampo:

Tipo de tampo de fechamento do costado Espessura mínima requerida (aproximada)

Elipsoidal 2:1 25,0 mm

Torisférico 6% 44,3 mm

Torisférico 10% 38,5 mm

Torisférico Falso elipse 29,8 mm

Semi-esférico 12,5 mm

Cônico 10 o 25,4 mm



Tabela 2.2 – Comparação de Espessuras Requeridas em Diferentes Tampos

Observação: Os códigos de projeto ASME Seção VIII – Divisão 2, Edição de 2007 e o Ad-Merkblatter permitem a construção de tampos torisféricos com espessuras diferentes para a região da calota central e da periferia.

A escolha do tipo de tampo é função de determinados fatores, como por exemplo: Exigência de Serviço, Diâmetro e Pressão de Operação. Algumas características de tampos são descritas a seguir.

Tipo de Tampo Características

Semi-elíptico

Resistência igual ao casco cilíndrico de mesmo diâmetro, para a relação 2:1, que é a geometria mais comum.

Dificuldades para a fabricação pela necessidade de uma matriz específica para a conformação do tampo.

Toro-esférico

Raio interno máximo da calota esférica = diâmetro externo do casco;

Raio mín. concordância tórica : 6% do diâmetro interno da calota;

Mais fracos do que os semi-elípticos;

Mais fáceis de fabricar;

Para o tampo torisférico com geometria falso elipse é permitido o dimensionamento conforme equação de cálculo de tampos elipsoidas.

Semi-esférico Melhor resistência mas com construção difícil;

Empregados quando os diâmetros são muito grandes (> 6,0 m), maiores pressões e quando o espaço permite.

Cônico

Baixa resistência, principalmente na região de ligação entre o tampo e o costado cilíndrico, mas com construção bastante fácil;

Podem ter concordância tórica;

Empregados por exigência do processo, diâmetros médios e baixa pressão.

Plano

Vários tipos, removíveis ou não;

Baixa resistência sendo exigidas grandes espessuras;

Empregados em diâmetros pequenos e tampos removíveis

Tabela 2.3 – Resumo das Características de Tampos


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2.2 - DIMENSÕES CARACTERÍSTICAS

As dimensões características de um vaso de pressão são as seguintes:

� Diâmetro Interno (DI)

� Diâmetro Externo (DE)

� Comprimento entre tangentes (CET)

O comprimento entre tangentes é o comprimento total do corpo cilíndrico, ou a soma dos comprimentos dos corpos cilíndricos e cônicos sucessivos. As linhas de tangência, que limitam o comprimento entre tangentes, são linhas traçadas próximo a ambos os extremos do casco, na tangência entre o corpo cilíndrico e os tampos de fechamento. A figura a seguir apresenta alguns vasos de pressão típicos e suas dimensões características.

Figura 2.2 – Vasos de Pressão e suas Dimensões Características

CET

Costado cilíndrico

Costado cilíndrico

Costado cônico

Suporte

Di

De

De

Di

CET

Costado cilíndrico

Tampo

Suporte

De Di

CET CET

De Di

Suporte

Cilíndrico Vertical

Cilíndrico Vertical

Cilíndrico Inclinado Cilíndrico Horizontal

De

Di

CET

Di De

Suporte Suporte

Cilíndrico Cônico Esférico


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2.3 - ABERTURAS E REFORÇOS

Todos os vasos de pressão tem sempre várias aberturas com diversas finalidades. Bocais (nozzles) são as aberturas feitas nos vasos para:

� Ligação com tubulações de entrada e saída de produto.

� Instalação de válvulas de segurança.

� Instalação de instrumentos, drenos e respiros.

Podem ainda existir aberturas feitas para permitir a ligação entre o corpo do vaso e outras partes do mesmo vaso; por exemplo, ligação a potes de drenagem (sumps). Uma abertura num vaso de pressão, embora necessária ao seu funcionamento, é um ponto de concentração de tensões. Para combater este efeito é necessário a colocação de reforços junto as aberturas feitas num vaso de pressão. Os reforços normalmente utilizados são:

� Disco de chapa soldado ao redor da abertura.

� Utilização de maior espessura de parede para o vaso ou bocal.

� Peças forjadas integrais.

� Pescoço tubular com maior espessura

O disco de chapa soldado ao pescoço tubular e a parede do vaso é permitido para qualquer diâmetro mas não deve ser usado quando a espessura da parede do vaso e igual ou superior a 50,0 mm. Não é recomendado para serviços com baixa temperatura, serviços cíclicos ou serviço com hidrogênio. A figura a seguir apresenta tipos de reforço de aberturas previstos pelos códigos de projeto.

Anel de chapa soldado ao pescoço tubular e à parede do vaso: Permitido para qualquer diâmetro mas não deve ser usado quando a espessura da parede do vaso é igual ou superior a 50,0 mm. Não é recomendado para serviços em baixa temperatura ou para serviços cíclicos.

Disco de chapa de maior espessura, soldado de topo no vaso: Permitido para qualquer diâmetro e pode ser usado nos casos em que o anel de chapa não é permitido ou não é recomendado.

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

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

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


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2.4 - PEÇAS INTERNAS DOS VASOS DE PRESSÃO

A variedade de tipos e detalhes de peças internas em vasos de pressão e muito grande, dependendo essencialmente do serviço para o qual o vaso se destina.

Todas as peças internas que devam ser desmontáveis, (grades, bandejas, distribuidores, defletores, extratores de névoa, etc...) devem ser obrigatoriamente subdivididas em seções, de tal maneira que cada seção possa passar com facilidade através das bocas de visita dos vasos. A figuras a seguir apresentam detalhes típicos de peças internas dos vasos de pressão.

Figura 2.4 – Peças Internas de Vasos de Pressão


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2.5 - ACESSÓRIOS EXTERNOS DOS VASOS DE PRESSÃO

Os vasos de pressão podem ter diversos tipos de acessórios externos, dentre os quais podemos citar como exemplo:

� Reforços de vácuo.

� Anéis de suporte de isolamento térmico externo.

� Chapas de ligação, orelhas ou cantoneiras para suportes de tubulação, plataformas, escadas ou outras estruturas.

� Suportes para turcos de elevação de carga.

� Turcos para as tampas de bocas de visita e outros flanges cegos.

A figura abaixo apresenta o desenho esquemático de uma torre com diversos acessórios externos.

Figura 2.5 – Acessórios Externos de Vasos de Pressão


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2.6 - SUPORTES

Existem vários tipos de estruturas de suporte, tanto para vasos verticais como para vasos horizontais.

Vasos Verticais são usualmente sustentados por uma “saia” de chapa, embora vasos verticais de pequenas dimensões possam também ser sustentados em sapatas ou colunas. As torres devem ser suportadas por meio de saias. A saia de suporte deve ter um trecho com 1000 mm de comprimento a partir da ligação com o vaso, com o mesmo material do casco nos seguintes casos:

� Temperatura de projeto abaixo de 15oC.

� Temperatura de projeto acima de 340oC.

� Serviços com Hidrogênio.

� Vasos de aços-liga, aços inoxidáveis e materiais não ferrosos.

As esferas para armazenagem de gases também são sustentadas por colunas, soldadas ao casco aproximadamente na linha do equador da esfera.

A maioria dos vasos horizontais são suportados em dois berços (selas), sendo que para permitir a dilatação do vaso, em um dos berços os furos para os chumbadores são ovalados. São comuns os vasos horizontais superpostos, principalmente em permutadores de calor. As figuras a seguir apresentam diversos tipos de suportação de vasos de pressão.

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

300 2000 3000 D(mm)

H(mm) 6000 2000

Saia de Suporte

D : diâmetro H : comprimento entre linhas de tangência

Colunas de Suporte


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Vasos Superpostos

Vasos Suportados por Sapatas

Torre Suportada por Saia Vaso sobre Colunas

Vaso Suportado em Berços

Vasos Horizontais Superpostos

Figura 2.7 – Suportação de Vasos de Pressão


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3 – CÓDIGOS DE PROJETO

3.1 - INTRODUÇÃO

No início do Século XIX, com o advento de diversos acidentes com caldeiras relacionado a Revolução Industrial, já havia uma necessidade de regulamentar o projeto da construção de vasos de pressão.

Em 1851, ocorreu uma explosão catastrófica em Londres, onde uma investigação preliminar concluiu pela má qualidade de fabricação e pela utilização de materiais inadequados para trabalhos em altas pressões. Recomendou-se na ocasião a fabricação de caldeiras com ampla utilização de materiais forjados, uso de tampos hemisféricos e a proteção do equipamento através de 2(duas) válvulas de segurança simultâneas.

Entre 1870 e 1910, pelo menos 10.000 explosões em caldeiras foram registradas na América do Norte. Após 1910, a taxa se elevou para 1.300 a 1.400 falhas ao ano.

Em 1905, ocorreu um explosão de caldeira em uma fábrica de sapatos em Brockton, Massachusetts (EUA), que motivou a criação de norma regulatória, denominada Massachusetts Rules, sobre o projeto e construção de caldeiras, emitida em 1907.

O Comitê de Caldeiras do ASME foi criado em 1911, com publicação da primeira edição do código em 1914-1915, exclusivamente para Caldeiras Estacionárias (Seção I). Em 1924, seria publicada a Seção VIII, referente a vasos de pressão não sujeitos a chama. Nesta época já existiam normas européias para caldeiras e vasos de pressão.

Até a década de 60, os códigos eram baseados em critérios ditados pela experiência, com pouca base teórica e em mecanismos de falha mais simples. Simplesmente era exigido que a espessura do equipamento fosse capaz de suportar a tensão máxima atuante, e que o material fosse suficientemente dúctil de forma a acomodar, sem riscos imediatos, tensões de pico e tensões geradas em regiões de descontinuidades geométricas.

Outro grupo, mais recentemente desenvolvido, tem por filosofia a adoção de maiores tensões de projeto, associadas a uma rigorosa e criteriosa análise de tensões, aplicação de teoria da plasticidade, conceitos de mecânica da fratura e da avaliação da vida útil a fadiga dos equipamentos.

A motivação para este desenvolvimento decorreu do seguinte:

1) O advento e difusão da tecnologia com a construção de reatores nucleares, que exigiam um maior conhecimento de mecanismos de falha, análise e a classificação das tensões associadas a equipamentos, considerando a elevada conseqüência de um vazamento do fluido;

2) Necessidade de redução do conservadorismo no projeto convencional de vasos de pressão e na identificação de critérios deficientes para a definição do comportamento estrutural.

Com a redução do nível de insegurança na definição do comportamento estrutural dos equipamentos, permitiu-se o estabelecimento de fatores de segurança mais adequados. O ASME Seç.III, editado em 1963, foi o primeiro código a utilizar tais desenvolvimentos.

Nesta época, os cálculos eram basicamente analíticos e desenvolvidos segundo teoria de cascas e placas. O cálculo numérico, com ferramentas mais poderosas, tais como o método dos elementos finitos era ainda restrito a trabalhos científicos mais específicos. Isto explica a definição de tensões admissíveis e mecanismos de falha com regras simples, baseadas em teorias de viga e cascas, que prevalece até hoje, por exemplo no código ASME.


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

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

• Projeto alternativo (design by analysis): que inclui componentes com geometrias e/ou carregamentos não convencionais, onde o dimensionamento depende de uma análise e classificação das tensões atuantes e comparação com valores admissíveis. O ASME Seç.VIII – Divisão 2 incorporou este critério de projeto em sua primeira edição em 1968.

Como filosofia geral dos códigos de projetos, admiti-se o critério de Leak Before Break (Vazar antes de romper), que é alcançado teoricamente pela limitação das tensões atuantes a uma fração das propriedades mecânicas dos materiais. São utilizadas equações simples associadas a fatores de segurança elevados no dimensionamento.

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


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A filosofia do código é implementada para a seleção dos materiais, definição dos testes de qualificação necessários, requisitos de fabricação, detalhes de projeto, ensaios não-destrutivos e destrutivos certificando a fabricação do equipamento e finalmente os ensaios e testes finais de aceitação do vaso de pressão ou da tubulação.

As normas e códigos de projeto foram estabelecidos não só com a finalidade de padronizar e simplificar o cálculo e projeto dos vasos de pressão, como principalmente garantir condições mínimas de segurança para a sua operação. A experiência comprovou que a observância dessas normas torna muito baixa a probabilidade de ocorrência de acidentes graves. Por essa razão, embora muitas vezes não sejam de uso legal obrigatório, nem eximam de qualquer responsabilidade o projetista, são em geral exigidas como requisito mínimo de segurança por quase todos os projetistas e usuários de vasos de pressão.

Foram identificados, na época, 8 diferentes modos de falha, assim denominados:

1. Deformação elástica excessiva incluindo instabilida de elástica - não apenas a tensão atuante no equipamento deve ser limitada, mas também considerações sobre a rigidez do componente são fundamentais para que este mecanismo de falha não ocorra;

2. Deformação plástica excessiva - evitada através do dimensionamento dos componentes, considerando os diversos tipos de tensões e seus efeitos;

3. Fratura frágil - é evitada com a seleção e qualificação de materiais com tenacidade adequada, não susceptíveis a uma fratura brusca.

4. Deformação e tensões a altas temperaturas (creep) – a definição de tensões admissíveis reduzidas para temperaturas na faixa do creep ocasionam tensões controladas no equipamento evitando o acúmulo do dano;

5. Instabilidade plástica (colapso incremental) – relacionado a deformações cíclicas no material e colapso plástico do equipamento, sendo evitado através de projetos com limitação de tensões decorrentes de gradientes térmicos e peso próprio da estrutura em níveis aceitáveis;

6. Fadiga de baixo ciclo – considerações em relação a tensões de pico e ciclagem do carregamento, sendo evitada a falha pela adoção de soluções de detalhes de projeto adequados;

7. Corrosão sob tensão – incompatibilidade entre o material e o meio na presença de tensões, normalmente associadas as tensões residuais de soldagem, sendo evitada a falha através da seleção de materiais e requisitos de fabricação;

8. Corrosão-fadiga – atuação simultânea de 2 mecanismos que se auto-alimentam, devendo a falha ser evitada pela seleção de materiais, detalhes de projeto e requisitos de fabricação.

Atualmente, na edição 2007, são 4 modos de falha a serem avaliados: Colapso plástico , Falha localizada , Instabilidade devido à compressão e Falha por carregamento cíclico .

Uma norma de projeto representa um conjunto coerente de premissas que são características dessa norma, relacionando critérios de cálculo, coeficientes de segurança utilizados, padronização e especificação de materiais, detalhes de fabricação e inspeção, e isso não deve ser esquecido.


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Os principais códigos de projeto, fabricação, montagem e testes de vasos de pressão são os seguintes:

País Código Instituição Responsável

U.S ASME Boiler & Pressure Vessel Code ASME

U.K PD 5500 Unfired Fusion Welded Pressure Vessels

British Standard Institute

Germany AD Merblatter Arbeitsgemeinschaft

Druckbehalter

Italy ANCC Associazione Nationale Per Il Controllo Peula Combustione

Netherlands Regeis Voor Toestellen Dienst voor het Stoomvezen

Sweden Tryckkarls kommissionen Swedish Pressure Vessel Commission

Australia AS 1210 Unfired Pressure Vessels Standards Association of Australia

Belgium IBN Construction Code for Pressure Vessels

Belgian Standards Institute

Japan MITI Code Ministry of International Trade and Industry

France SNCT Construction Code for Unfired Pressure Vessels

Syndicat National de la Chaudronnerie et de la Tuyauterie Industrielle

Brasil P-NB-109 ABNT

Tabela 3.1 – Códigos Internacionais

Como nomenclatura usual, o código ASME estabelece o seguinte:

• Editions: Em média, a cada 3 anos

• Addenda: Anual

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

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

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


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3.2 - PD-5500 - UNFIRED FUSION WELDED PRESSURE VESSELS

Elaborado pela British Standards Institution, o código BS-5500, Unfired Fusion Welded Pressure Vessels, aborda aspectos relativos a materiais, projeto, fabricação, inspeção e testes dos vasos de pressão. Sua organização é a seguinte:

- SEÇÃO 1 - Parte Geral; SEÇÃO 2 - Materiais;

- SEÇÃO 3 - Projeto; SEÇÃO 4 - Fabricação e Montagem;

- SEÇÃO 5 - Inspeção e Testes

Apêndices principais:

- Apêndice A - Análise de Tensões, similar ao ASME Seç.VIII - Div.2;

- Apêndice B - Efeito combinado de outros carregamentos;

- Apêndice C - Fadiga;

- Apêndice G - Cargas localizadas.

3.3 - AD – MERKBLATTER

Elaborado pela Associação dos Construtores de Vasos de Pressão, este código alemão é constituído das seguintes seções:

- SÉRIE G - Parte Geral; SÉRIE A - Acessórios;

- SÉRIE B - Projeto; SÉRIE W - Materiais.

- SÉRIE HP - Fabricação e Testes SÉRIE N - Materiais não metálicos

- SÉRIE S - Casos especiais

Informações gerais:

- Dimensionamento através de tensões de membrana - fórmulas simplificadas;

- Tensão calculada corrigida através de fatores de forma;

- Tensões admissíveis mais elevadas que o código ASME, por exemplo;

- Maiores exigências sobre o material, fabricação e inspeção.


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3.4 - CÓDIGO ASME - THE AMERICAN SOCIETY OF MECHANI CAL ENGINEERS

Este é o código tradicionalmente utilizado no Brasil, sendo responsável por ditar os requisitos necessários para materiais, projeto, fabricação, montagem e testes da maioria dos vasos de pressão, permutadores e caldeiras utilizadas na indústria do petróleo. Possui diversas seções, abaixo citadas.

Seção Conteúdo I Caldeiras (Rules for Construction of Power Boilers)

II Materiais

Part A — Ferrous Material Specifications Part B — Nonferrous Material Specifications Part C — Specifications for Welding Rods, Electrodes, and Filler Metals Part D — Properties (Customary) Part D — Properties (Metric) Subsection NCA — General Requirements for Division 1 and Division 2

Division 1

Subsection NB — Class 1 Components Subsection NC — Class 2 Components Subsection ND — Class 3 Components Subsection NE — Class MC Components Subsection NF — Supports Subsection NG — Core Support Structures Subsection NH — Class 1 Components in Elevated Temperature Service Appendices

Division 2 Code for Concrete Containments

III Instalações Nucleares

Division 3 Containments for Transport and Storage of Spent Nuclear Fuel and High Level Radioactive Material and Waste

IV Caldeiras para aquecimento (Rules for Construction of Heating Boilers)

V Ensaios não destrutivos

VI Instalação e recomendações para operação de caldeiras para aquecimento (Recommended Rules for the Care and Operation of Heating Boilers)

VII Instalação e recomendações para operação de caldeiras (Recommended Guidelines for the Care of Power Boilers)

Rules for Construction of Pressure Vessels

Division 1

Division 2 Alternative Rules VIII Vasos de

Pressão

Division 3 Alternative Rules for Construction of High Pressure Vessels

IX Qualificação de soldagem (Welding and Brazing Qualifications) X Vasos de pressão de plástico (Fiber-Reinforced Plastic Pressure Vessels)

XI Recomendações para inspeção de instalações nucleares (Rules for Inservice Inspection of Nuclear Power Plant Components)

XII Recomendações para fabricação e extensão de uso de tanques transportáveis (Rules for Construction and Continued Service of Transport Tanks)

Tabela 3.2 – Diversas Seções do Código ASME


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ASME STAMPS Power Boilers – Section I

S Power Boilers

M Miniature Boilers

A Power Boiler Assemblies

PP Pressure Piping

E Electric Boilers

V** Power Boiler Safety Valves

Heating Boilers – Section IV

H* Cast Iron Heating Boilers

HLW Lined Potable Water Heaters

H Heating Boilers, other

HV** Heating Boilers Safety Valves

Pressure Vessel – Section VIII Division 1

U Pressure Vessels

UV** Pressure Vessels Safety Valves

UM* Miniature Vessels

UD** Pressure Vessels Rupture Discs

Pressure Vessel – Section VIII Division 2 Reinforced Plastic Vessels – Section X

U2 Alternative Rules for Pressure

Vessels

RP Fiber-Reinforced Plastic Pressure Vessels

Pressure Vessel – Section VIII Division 3

U3 High Pressure Vessels

UV3** Safety Valves for High Pressure

Vessels

Transport Tanks – Section XII

T Transport Tanks

TD** Transport Tanks Pressure Relief

Devices

TV Tranport Tanks Safety Valves

Nuclear Stamps

N Nuclear Components

NV Nuclear Safety and Safety Relief

Valves

NPT Nuclear Partials

N3 Storage and Transport

Containment of Nuclear Fuel

NA Nuclear Installation and Shop

Assembly

Nuclear Certificates of Accreditation National Board Inspection Code NS Nuclear Supports R Repair and Alteration QSC Material Organization VR Repair of Safety Valves * Components not subject to Authorized Inspection, annual audit by the AIA ** Components not subject to Authorized Inspection, triennial audit by ASME


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3.4.1 - ASME Seção VIII – Divisão 1

O escopo do código ASME Seção VIII – Divisão 1 se refere ao seguinte:

• Equipamentos não sujeitos à chama;

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

• Equipamentos com pressão interna igual ou superior a 15,0 psi (1,02 kgf/cm2) e inferior a 3.000,0 psi (211,0 kgf/cm2)

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

• Equipamentos não destinados a ocupação humana.

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

“A espessura de parede de um vaso de pressão dimensionado de acordo com as regras estabelecidas nesta divisão deve ser tal que a tensão máxima primária geral de membrana, resultante dos carregamentos a que esteja sujeito o equipamento durante sua operação normal, não exceda os limites de tensão admissível do material do vaso e que, excetuando-se alguns casos especiais os carregamentos a que esteja sujeito o vaso, não provoquem uma tensão primária de membrana mais flexão superior a 1 ½ da tensão máxima admissível do material do vaso”.

É sabido que podem ocorrer elevadas tensões nas descontinuidades nos vasos de pressão, mas as regras de projeto e de fabricação desta divisão foram estabelecidas de modo a limitar tais tensões a um nível seguro consistente com a experiência adquirida.

Embora seja dito que os vasos de pressão devam resistir a todos os esforços solicitantes (pressão interna ou externa, pesos, sobrecargas, reações de apoio, ação de vento, impactos, esforços de dilatação, etc,...), o código só fornece fórmulas para o cálculo em função da pressão interna ou externa, ficando o cálculo para os demais esforços inteiramente a critério do projetista.

As regras da Divisão 1 foram formuladas a partir de considerações de projeto e princípios de construção aplicáveis a vasos projetados para pressões não superiores a 3.000 psig e vasos sujeitos a pressão externa. A Divisão 1 está dividida da seguinte forma:

Subsection A - General Requirements - Requisitos gerais, aplicáveis a todos os vasos de pressão.

Part UG - General Requirements for All Methods of Construction and All Materials:

Scope / Materials / Design / Openings and Reinforcements / Braced and Stayed Surfaces / Ligaments / Fabrication / Inspection and Tests / Marking and Reports / Pressure Relief Devices

Subsection B : Requirements Pertaining to Methods o f Fabrication of Pressure Vessels - Requisitos específicos, aplicáveis em função do método de fabricação.

Part UW : Requirements for Pressure Vessels Fabricated by Welding

Part UF : Requirements for Pressure Vessels Fabricated by Forging

Part UB - Requirements for Pressure Vessels Fabricated by Brazing


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Subsection C : Requirements Pertaining to Classes o f Materials - Requisitos específicos, aplicáveis em função do tipo de material utilizado na fabricação.

Part UCS : Requirements for Pressure Vessels Constructed of Carbon and Low Alloy Steels

Part UNF : Requirements for Pressure Vessels Constructed of Nonferrous Materials

Part UHA : Requirements for Pressure Vessels Constructed of High Alloy Steel

Part UCI : Requirements for Pressure Vessels Constructed of Cast Iron

Part UCL : Requirements for Welded Pressure Vessels Constructed of Material With Corrosion Resistant Integral Cladding, Weld Metal Overlay Cladding or With Applied Linings

Part UCD : Requirements for Pressure Vessels Constructed of Cast Ductile Iron

Part UHT : Requirements for Pressure Vessels Constructed of Ferritic Steels With Tensile Properties Enhanced by Heat Treatment

Part ULW : Requirements for Pressure Vessels Fabricated by Layered Construction

Part ULT : Alternative Rules for Pressure Vessels Constructed Having Higher Allowable Stresses at Low Temperature

Part UHX : Rules for Shell-and-Tube Heat Exchangers

Tabela 3.3 – Divisão do ASME Seção VIII – Divisão 1

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

UW Soldagem

UF Forjamento

UB Brazagem

ULT Aços para

baixas temperaturas

ULW Vasos de paredes múltiplas

UHT Aços de alta resistência

UCS Aços

carbono e baixa liga

UNF Materiais

não ferrosos

UHA Aços de alta

liga UCI Ferro

fundido

UCL Aços

cladeados ou

revestidos

UCD Ferro

fundido maleável

Subseção B

Requisitos Relativos ao Método de Fabricação

Subseção C Requisitos Relativos aos Materiais

Subseção A Requisitos Gerais


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Apêndices Obrigatórios

1: Supplementary Design Formulas

2: Rules for Bolted Flange Connections With Ring Type Gaskets

3: Definitions

4: Rounded Indications Charts Acceptance Standard for Radiographically Determined Rounded Indications in Welds

5: Flanged and Flued or Flanged Only Expansion Joints

6: Methods for Magnetic Particle Examination (MT)

7: Examination of Steel Castings

8: Methods for Liquid Penetrant Examination (PT)

9: Jacketed Vessels

10: Quality Control System

11: Capacity Conversions for Safety Valves

12: Ultrasonic Examination of Welds (UT)

13: Vessels of Noncircular Cross Section

14: Integral Flat Heads With a Large, Single, Circular, Centrally-Located Opening

16: Submittal of Technical Inquiries to the Boiler and Pressure Vessel Committee

17: Dimpled or Embossed Assemblies

18: Adhesive Attachment of Nameplates

19: Electrically Heated or Gas Fired Jacketed Steam Kettles

20: Hubs of Tubesheets and Flat Heads Machined From Plate

21: Jacketed Vessels Constructed of Work-Hardened Nickel

22: Integrally Forged Vessels

23: External Pressure Design of Copper, Copper Alloy, and Titanium Alloy Seamless Condenser and Heat Exchanger Tubes with Integral Fins

24: Design Rules for Clamp Connections

25: Acceptance of Testing Laboratories and Authorized Observers for Capacity Certification of Pressure Relief Valves

26: Pressure Vessel and Heat Exchanger Expansion Joints

27: Alternative Requirements for Glass-Lined Vessels

28: Alternative Corner Weld Joint Detail for Box Headers for Air-Cooled Heat Exchangers When Only One Member Is Beveled

30 : Rules for Drilled Holes Not Penetrating Through Vessel Wall

31 : Rules for Cr-Mo Steels With Additional Requirements for Welding and Heat Treatment

32 : Local Thin Areas in Cylindrical Shells and in Spherical Segments of Shells

33 : Standards Units for Use in Equations

34 : Requirements for Use of High Silicon Stainless Steels for Pressure Vessels


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Apêndice não obrigatórios

A : Basis for Establishing Allowable Loads for Tube-to-Tubesheet Joints

C : Suggested Methods for Obtaining the Operating Temperature of Vessel Wall in Service

D : Suggested Good Practice Regarding Internal Structures

E : Suggested Good Practice Regarding Corrosion Allowance

F : Suggested Good Practice Regarding Linings

G : Suggested Good Practice Regarding Piping Reactions and Design of Supports and Attachments

H : Guidance to Accommodate Loadings Produced by Deflagration

K : Sectioning of Welded Joints

L : Examples Illustrating the Application of Code Formulas and Rules

M : Installation and Operation

P : Basis for Establishing Allowable Stress Value

R : Preheating

S : Design Considerations for Bolted Flange Connections

T : Temperature Protection

W : Guide for Preparing Manufacturer´s Data Reports

Y : Flat Face Flanges With Metal-to-Metal Contact Outside the Bolt Circle

DD : Guide to Information Appearing on Certificate of Authorization

EE : Half-Pipe Jackets

FF : Guide for the Design and Operation of Quick-Actuating (Quick-Opening) Closures

GG : Guidance for the Use of U.S. Customary and SI Units in the ASME Boiler and Pressure Vessel Code

HH : Tube Expanding Procedures and Qualification

JJ : Flowcharts Illustrating Impact Testing Requirements and Exemptions From Impact Testing by the Rules of UHA-51

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


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Exemplo: Vaso projetado segundo critérios do código ASME Seç.VIII - Div.1 Ed. 1995, Construção soldada com material base em aço carbono. Seções a consultar: U - UG - UW – UCS.

UG UG UW UW

• Tolerâncias de alinhamento de soldas

• Reparo de soldas • Procedimentos para

tratamento térmico após soldagem

UCS

• Requisitos gerais para chapas, forjados, tubos, etc,... com procedimentos de fabricação e fornecimento

• Certificação de materiais

• Pré-fabricação de componentes

• Construções especiais

• Definição de temperatura e pressão de projeto

• Carregamentos • Indicação de onde

retirar os valores de tensões máximas admissíveis

• Corrosão

• Dimensionamento a pressão interna e externa

• Aberturas e reforços • Resistência de

reforços de abertura • Múltiplas aberturas • “Standards” para

flanges e tubos • Ligamentos • Tolerâncias de

fabricação • Requisitos para

teste de impacto • Teste hidrostático • Teste pneumático • “Proof test” para

estabelecimento de pressões máximas admissíveis

• Categorias de juntas • Projeto de juntas

soldadas • Exames de

Radiografia e ultra-som

• Detalhes de solda permitidos

• Detalhes de bocais permitidos

• Plug welds • Soldas de filete • Requisitos para

procedimentos de soldagem

• Requisitos para qualificação de procedimentos

• Materiais • Procedimentos para

tratamento térmico após soldagem

• Operação em baixa temperatura

Tabela 3.4 – Detalhamento de Subseções do ASME Seção VIII – Divisão 1


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Figura 3.3 – Referências do ASME Seção VIII – Divisão 1


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O código ASME - Seção VIII - Divisão 2 se baseia em um projeto alternativo de vasos de pressão. Na Divisão 2 as regras são mais restritivas quanto ao tipo de material a ser utilizado, mas permite-se a utilização de maiores valores de intensificação de tensões de projeto na faixa de temperaturas na qual este valor é limitado pelo limite de resistência ou escoamento.

Os procedimentos de cálculo são mais precisos e os procedimentos permissíveis de fabricação são especificamente delineados e mais completos métodos de inspeção e teste são exigidos. A Divisão 2 está dividida da seguinte forma:

Part 1 - General Requirements

Part 2 – Responsibilities and Duties

Part 3 – Materials Requirements

Part 4 – Design by Rules Requirements

Part 5 – Design by Analysis Requirements

Part 6 – Fabrication Requirements

Part 7 – Inspection and Examination Requirements

Part 8 – Pressure Testing Requirements

Part 9 – Pressure Vessel Overpressure Protection


A filosofia de projeto da Divisão 2 estabelece regras específicas para o caso do projeto de vasos mais comuns, assim como a Divisão 1. Quando isto não ocorre uma completa análise de tensões e necessária e pode ser feita de acordo com os procedimentos estabelecidos pelo código.

Este código foi revisado totalmente em 2007 com a adoção de modificações relevantes, sendo considerada uma alteração radical realizada pelo ASME. Em função da completa revisão, o próprio Comitê do ASME publicou o Code Case 2575 com orientações sobre a validade e dando um prazo para a substituição do código.

Os antigos Apêndices passaram a se chamar Anexos normativos e informativos, e ficaram incluídos em cada uma das Partes, com isso, o ASME VIII-2 ficou com o estilo das normas ISO.

Houve alteração do fatores de segurança, resultando em uma redução de espessura de material, porém, com maiores exigências de fabricação, controle de qualidade e inspeção.


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Nesta revisão foi introduzido o conceito de eficiência de junta, característico do ASME Seção VIII – Divisão 1. Assim, é admitida em algumas condições específicas, a radiografia parcial e o ensaio de US em subsituição ao ensaio de RX.

Um fato importante é a incorporação de Apêndices exclusivos do ASME Seção VIII – Divisão 1 em Anexos ou itens do ASME Seção VIII – Divisão 2:2007. Existe uma tendência atual no Comitê do ASME de combinar a Divisão 2 com a Divisão 1 e, em alguns anos, descontinuar a edição do ASME Seção VIII – Divisão 1.

Outra possibilidade incorporada à revisão de 2007 do ASME Seção VIII – Divisão 2 é o tratamento de algumas não conformidades de fabricação através do API 579 / ASME FFS-1. Neste caso, o proprietário do equipamento deve aprovar sua utilização.

Foram totalmente reescritos os antigos Apêndices 4 e 5 (análise de tensões e fadiga, respectivamente), que foram incorporados a Parte 5 da última edição.

Também na Parte 5 foram incluídos critérios de dimensionamento prevendo o colapso plástico, falha local, flambagem, ratcheting e cargas cíclicas.

Finalmente, uma alteração importante é a modificação do critério de escoamento do material, que era o Critério de Tresca e na última edição foi substituído pelo Critério de Von Mises, que é menos conservativo.


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O código ASME - Seção VIII - Divisão 3 complementa as regras da Divisão 2, definindo critérios adicionais para equipamentos de altas pressões de trabalho. Além de requisitos de material, são previstos critérios para a utilização da mecânica da fratura no projeto. A Divisão 3 está dividida da seguinte forma:

Part KG - General Requirements

Part KM – Materials Requirements

Part KD – Design by Rules Requirements

Part KF – Fabrication Requirements

Part KR – Pressure Relief Devices

Part KE – Examination Requirements

Part KT – Testing Requirements

Part KS – Marking, Stamping, Reports and Records

Apêndices Obrigatórios

1: Nomenclature

2: Quality Control Systems

3: Submittal of Technical Inquiries to the Boiler and Pressure Vessel Committee

4: Acceptance of Testing Laboratories and Authorized Observers for Capacity Certification of Pressure Relief Devices

5: Adhesive Attachment of Nameplates

6: Rounded Indications Charts Acceptance Standard for Radiographically Determined Rounded Indications in Welds

7: Standard Units for Use in Equations

Apêndice não obrigatórios

A : Guide for Preparing Manufacturer’s Data Reports

B : Requalification

C : Guide to Information Appearing on Certificate of Authorization

D : Fracture Mechanics Calculations

E : Construction Details

F : Approval of New Materials Under the ASME Boiler and Pressure Vessel Code

G : Design Rules for Clamp Connections

H : Openings and Their Reinforcement

I : Guidance for the Use of U.S. Customary and SI Units in the ASME Boiler and Pressure Vessel Code

J : Stress Concentration Factors for Cross-Bores in Closed-End Cylinders and Square Blocks



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4 – TENSÕES ADMISSÍVEIS

Denominam-se tensões admissíveis às tensões máximas adotadas no dimensionamento de um vaso de pressão.

As tensões admissíveis para temperaturas abaixo da temperatura de fluência estão relacionados com o limite de escoamento ou com o limite de resistência do material de construção do equipamento. Para temperaturas elevadas, a definição do valor da tensão admissível depende do comportamento à fluência, sendo determinante a taxa de deformação na temperatura e o tempo para a falha.

Denominamos coeficiente de segurança (CS) ou fator de segurança (FS), à relação entre o limite de escoamento (Sy) ou de resistência (Sr) e a tensão admissível (Sadm) de um determinado material.

Dentre os vários fatores que afetam a fixação dos valores das tensões admissíveis de um código podemos citar:

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

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

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

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

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


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

Código de Projeto Abaixo da faixa de creep Acima da faixa de creep

Sr / 3,5 (temp. de projeto)

ASME VIII – Div.1♣

(2/3)Sy (temp. de projeto)

100% da tensão média que provoca uma velocidade de deformação de 0,01% em 1000 h

67% da tensão média que provoca ruptura após 100.000 h.

80% da tensão mínima que provoca ruptura após 100.000 h

Sr / 2,4 (temp. ambiente)

ASME VIII – Div.2ƒ

(2/3)Sy (temp. de projeto)

Até 2007: Não existem critérios para a região de comportamento à fluência

Em 2007: Passam a existir critérios semelhantes aos da Div.1

Sy / 1,5 (temp. de projeto) BS-5500

Sr / 2,35 (temp. ambiente)

1 / 1,3 da tensão média que provoca ruptura num tempo t, numa temperatura T, de acordo com o material

AD-Merkblatter Sy / 1,5 (temp. de projeto)

100% da tensão média que provoca uma velocidade de deformação de 0,01% em 1000 h.

67% da tensão média que provoca ruptura após 100.000 h.

Tabela 4.1 - Comparativa entre Códigos @ Temperatura Ambiente

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

• Tensão de escoamento mínima = 32,0 ksi

• Limite de resistência = 60,0ksi

Código Edição Tensões Admissíveis [ksi]

Redução de Peso do Equipamento

ASME Seç.VIII – Divisão 1 Anterior a 1998 15,0 0 %

ASME Seç.VIII – Divisão 1 Posterior a 1998 17,1 12,3 %

ASME Seç.VIII – Divisão 2 Anterior a 2007 20,0 25,0 %

ASME Seç.VIII – Divisão 2 Posterior a 2007 21,3 29,6 %

PD-5500 21,3 29,6 %

AD-Merkblatter 21,3 29,6 %

Tabela 4.2 – Tensões Admissíveis de Diversos Códigos @ Temperatura Ambiente

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


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TABLE 1A Section I; Section III, Class 2 and 3; and Section VIII, Division 1

Maximum Allowable Stress Values S for Ferrous Mater ials

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


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5 –ESPESSURAS PADRONIZADAS E SOBRESPESSURA DE CORRO SÃO

Devem ser adotadas, para as chapas de componentes do vaso, espessuras nominais (comerciais) com os seguintes valores, em milímetros: 4,75 / 6,3 / 8,0 / 9,5 / 11,2 / 12,5 / 14,0 / 16,0 / 17,5 / 19,0 / 20,6 / 22,4 / 23,6 / 25,0 / 28,6 / 31,5 / 34,9 / 37,5 / 41,3 / 44,4 / 47,5 / 50,0.

As espessuras indicadas em negrito são as consideradas normais pelas usinas siderúrgicas e devem ser usadas preferencialmente.

Para espessuras superiores a 50,0 mm devem ser adotados valores inteiros em milímetros.

As tolerâncias de fornecimento das chapas não precisam ser consideradas, desde que as chapas estejam de acordo com as normas ASTM A-20 e PB-35.

Para tampos abaulados e outras peças prensadas ou conformadas, deve ser previsto um adequado acréscimo na espessura das chapas, para compensar a perda de espessura na prensagem ou na conformação, de forma que a espessura final da peça acabada tenha no mínimo o valor calculado ou o valor que consta nos desenhos.

Nos vasos em que forem previstas diferentes espessuras de chapas para os diversos anéis, permite-se ao projetista modificar para mais essas espessuras, com a finalidade de acertar as alturas dos anéis, com as dimensões comerciais das chapas.

Devem sempre ser acrescentada uma adequada sobrespessura para corrosão exceto quando, para o serviço e o material em questão, a corrosão for reconhecidamente inexistente ou desprezível, ou quando houver um revestimento interno anticorrosivo adequado.

As sobrespessuras para corrosão devem ser baseadas na vida útil do equipamento, conforme a tabela a seguir. Como regra geral, quando a taxa de corrosão prevista for superior a 0,3 mm/ano recomenda-se que seja considerado o emprego de outros materiais mais resistentes a corrosão.

Classe dos Equipamentos Refinarias, Terminais e outras Instalações não

Petroquímicas Unidades Petroquímicas

Equipamentos de grande porte, grande custo ou essenciais ao funcionamento da unidade industrial (reatores, torres, permutadores ou vasos importantes)

20 anos 15 anos

Outros equipamentos não incluídos na classe acima 15 anos 10 anos

Peças desmontáveis ou de reposição (feixes tubulares, internos de torres, etc,...) 8 anos 5 anos

Tabela 5.1 – Vida Útil Nominal de Projeto

Exceto quando especificado de outra forma, devem ser adotados os seguintes valores mínimos para a sobrespessura para corrosão, para as partes construídas em aço carbono ou em aços de baixa liga:

(a) Torres, vasos e permutadores em geral para serviços hidrocarbonetos: 3 mm;

(b) Potes de acumulação (botas) para os vasos acima: 6 mm;

(c) Vasos em geral para vapor e ar: 1,5 mm;

(d) Vasos de armazenamento da gases liquefeitos de petróleo: 1,5 mm


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Componente do Equipamento Critério

Partes da parede de pressão, em contato com o fluido de processo: casco, tampos, pescoços de bocais, espelhos, flanges, flanges cegos e outros.

Peças internas não removíveis, submetidas a esforços principais.

Adicionar o valor integral da sobrespessura, em cada face da peça em contato com o fluido.

Peças internas não removíveis submetidas a esforços.

Peças internas removíveis submetidas a esforços (exclui bandejas e seus acessórios).

Adicionar metade do valor da sobrespessura em cada face em contato com o fluido.

Peças internas removíveis não submetidas a esforços (exclui bandejas e seus acessórios).

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

Tabela 5.2 – Recomendação de Sobrespessura de Corrosão

É apresentada a seguir mostrando as parcelas da espessura de parede de um vaso de pressão.

Figura 5.1 – Esquema com as espessuras de parede de um vaso de pressão

Notação adotada:

ep - Espessura requerida, calculada em função das condições de projeto.

epma - Espessura utilizada para o cálculo da PMA na condição corroída.

C - Sobrespessura para corrosão.

efab - Espessura (final) de fabricação.

etc - Acréscimo para compensar a perda de espessura das chapas na conformação.

etf - Acréscimo para compensar a tolerância de fornecimento das chapas (normalmente desprezível)

en - Espessura nominal (comercial) da chapa adotada.

eaj - Espessura de ajuste, resultante de acréscimo para ajuste à espessura comercial da chapa.

Exemplo: ep = 9,3 mm (espessura calculada pela equação do código de projeto)

C = 3,0 mm etc = 1,5 mm

etf = 0,04 in (conforme ASTM A 20) = 1,0 mm en = 16,0 mm

epma = en – etf – etc – C = 16,0 – 1,0 – 1,5 – 3,0 = 10,5 mm

eaj = epma – ep = 10,5 – 9,3 = 1,2 mm


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6 –DEFINIÇÕES

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

– PRESSÃO DE OPERAÇÃO: É a pressão no topo de um vaso de pressão em posição normal de operação, correspondente a uma determinada temperatura de operação.

– TEMPERATURA DE OPERAÇÃO: É a temperatura da parede do vaso quando sujeito a pressão de operação.

Observação: Quando num equipamento podemos delimitar zonas com diferentes temperaturas de operação, podemos estabelecer condições de projeto distintas para cada uma dessas zonas.

– PRESSÃO DE PROJETO: É a pressão que será utilizada no dimensionamento do vaso, devendo ser considerada como atuando no topo do equipamento.

O Código ASME, Seção VIII, estabelece que a pressão de projeto deverá ser determinada considerando-se a condição de pressão e temperatura mais severas que possam ocorrer em serviço normal.

Obs: Quando aplicável, a altura estática do líquido armazenado deve ser adicionada a pressão de projeto para dimensionar-se qualquer parte do vaso submetida a esta coluna de líquido.

– TEMPERATURA DE PROJETO: É a temperatura da parede do vaso correspondente a pressão de projeto. O Código ASME estabelece que esta temperatura não deverá ser menor que a temperatura média da superfície metalíca nas condições normais de operação.

Obs : Vasos com possibilidade de operação em condições distintas de operação devem ter inicialmente suas condições de projeto estabelecidas para cada condição de operação, de acordo com os parâmetros estipulados pela PETROBRAS. Posteriormente, será adotada a condição mais crítica de projeto, a partir das relações entre a pressão de projeto e tensão admissível na temperatura de projeto.

– PRESSÃO MÁXIMA ADMISSÍVEL DE TRABALHO: É a pressão máxima, no topo do vaso, em posição de operação normal, que acarreta no componente mais solicitado do equipamento, uma tensão igual a tensão admissível do material, na temperatura considerada, corrigida pelo valor da efi-ciência de exame radiográfico adotada no projeto do equipamento. A pressão máxima admissível de trabalho é calculada para a temperatura de projeto com o vaso na condição corroída. Para determiná-la devemos considerar a pressão máxima que poderá atuar em cada componente do vaso, não devendo ser levadas em conta no cálculo espessuras decorrentes da coluna de líquido atuante no vaso nem as espessuras decorrentes das tolerâncias de fornecimento das chapas e sua conformação. Em alguns casos, no teste hidrostático por exemplo, poderemos necessitar da pressão máxima admissível na temperatura ambiente, estando o vaso novo ou corroído.

– PRESSÃO DE AJUSTE DO DISPOSITIVO DE ALÍVIO DE PR ESSÃO: O código ASME Seção VIII, Divisão 1 aborda os requisitos para dispositivos de alívio de pressão, em sua parte UG, parágrafos UG-125 a UG-136 e em seu Apêndice 11.

Num vaso de pressão instalamos dispositivos de alívio de pressão para proteção contra condições anormais de operação e contra o excesso de pressão provocado por fogo.

Para condições anormais de operação, o dispositivo de alívio de pressão, quando 1 (um) só dispositivo é utilizado, deve ter sua pressão de ajuste não superior a pressão máxima admissível de trabalho do equipamento, nem inferior a sua pressão de projeto.


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Figura 6.1 – Representação de Pressões do Equipamento

Estes dispositivos de alívio de pressão são geralmente válvulas calibradas (PSV – Pressure Safety Valves) que devem ser ajustadas de modo a se abrirem a uma determinada pressão (pressão de Início de Abertura ou “SET” da Válvula) e a estarem completamente abertas (Abertura Plena ) quando a pressão atinge um determinado limite permitido pelo Código, para cada condição anormal prevista para o equipamento.

A tabela a seguir apresenta os valores máximos da pressão de ajuste, permitidos pelo Código (conforme UG-125 e UG-134), para cada condição anormal, com relação aos seguintes tipos de válvula:

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

e

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

Pressão de Teste Hidrostático

Pressão de Teste Pneumático

Pressão Máxima Admissível Pressão de Ajuste da PSV

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

100

90

80

% PMA

150 (antes de

1998)

130 (após 1998)

ou

125 (antes de

1998)

110 (após 1998)

ou


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Tabela 6.1 – Pressões de Início de Abertura e de Abertura Plena permitidas pelo Código para Vávulas de Alívio (PSV)

VÁLVULAS PARA CONDIÇÃO DE FOGO VÁLVULAS DE ALÍVIO VÁLVULAS OPERACIONAIS

Produtos que não o GLP não refrigerado GLP não refrigerado

INÍCIO DE ABERTURA (SET

ou Pressão de Ajuste)

Valores máximos

1 Válvula Operacional UG-134(a): �� 100% PMAcq

2 ou mais Válvulas Operacionais UG-134(a) 1ª. Válvula Operacional: �� 100% PMAcq

2ª. ou mais Válvulas Operacionais: �� 105%PMAcq (máx)

1 ÚNICA VÁLVULA para Fogo e Operação - UG-134(b) �� 100% PMAcq

1 Válvula de Fogo complementar a 1 operacional UG-134(b) �� 110% PMAcq

1 Válvula de Fogo complementar a 2 ou mais operacionais UG-134(b) �� 110% PMAcq

VÁLVULA ESPECÍFICA PARA FOGO – não complementar as Válulas Operacionais UG-125(c)(3)(b) �� 100% PMAcq

(com tolerância de +10% da PMAcq por UG-134(d)(2))

ABERTURA PLENA

Valores máximos

1 Válvula Operacional UG-125(c) Maior valor entre: �� 110% PMAcq

�� PMAcq + 3 psi

2 ou mais Válvulas Operacionais UG-125(c)(1) Maior valor entre: �� 116% PMAcq

�� PMAcq + 4 psi (valor a ser adotado para todas as Válvulas Operacionais)

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

(válvula deve atender as vazões de operação e fogo) 1 Válvula de Fogo complementar a 1 operacional UG-125(c)(2) �� 121% PMAcq

(vazão deve complementar a da Válvula Operacional)

1 Válvula de Fogo complementar a 2 ou mais operacionais UG-125(c)(2) �� 121% PMAcq

(vazão deve complementar a das Válvulas Operacionais)

VÁLVULA ESPECÍFICA PARA FOGO – não complementar as Válvulas Operacionais UG-125(c)(3)(a) �� 120% PMAcq


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7 –DIMENSIONAMENTO DE COMPONENTES PRESSURIZADOS

7.1 – DIMENSIONAMENTO A PRESSÃO INTERNA

7.1.1 – TENSÕES CIRCUNFERENCIAIS

As tensões circunferenciais são aquelas que tendem a romper o cilindro segundo a sua geratriz quando submetido a uma pressão interna. Em geral são as mais críticas e são calculadas simplificadamente conforme a expressão matemática a seguir:

(pressão interna) x (raio médio) Tensão circunferencial =

espessura

Figura 7.1 – Tensões Circunferenciais

Para um cilindro com: D – diâmetro

t – espessura

L - comprimento

Área Projetada = D.L

Área Resistente = 2.t.L

Força de Separação = p.D.L

Tensão Circunferencial = Força de Separação / Área Resistente

� Sc = p.D.L / 2.t.L = p.D / 2.t = p.R / t

p

p

Sc Sc


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7.1.2 – TENSÕES LONGITUDINAIS

As tensões longitudinais são aquelas que tendem a romper o cilindro segundo a sua seção transversal quando submetido a uma pressão interna e/ou carregamentos externos. Em geral são menos críticas e são calculadas conforme a expressão matemática a seguir, para o carregamento exclusivo de pressão interna:

(pressão interna) x (raio médio) Tensão longitudinal =

2 x espessura

Figura 7.2 – Tensões Longitudinais

Para um cilindro com: D – diâmetro

t – espessura

L - comprimento

Área Projetada = π.D2 / 4

Área Resistente = π.D.t

Força de Separação = p.(π.D2 / 4)

Tensão Longitudinal = Força de Separação / Área Resistente

SL = p.(π.D2 / 4) / π.D.t = p.D / 4.t = p.R / 2.t

As equações abaixo representam as diversas teorias para a determinação das tensões atuantes em um costado cilíndrico.

Teoria Clássica Teoria de Lamé Tensões de membrana – ASME

Sc = p.R / t

SL = p.R / 2.t

a = Ro / R

Sc = p.(1 + a2) / (a2 – 1)

SL = p / (a2 – 1)

Sc = p.R / t + 0,6.p

SL = p.R / 2.t – 0,2.p

p

p

SL

Sl


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7.1.3 – EQUAÇÕES DO CÓDIGO ASME SEÇÃO VIII – DIVISÃO 1

As fórmulas existentes no código ASME Seç.VIII – Div.1 para dimensionamento à pressão interna de componentes pressurizados se baseiam na teoria de membrana. A notação abaixo é utilizada:

t – espessura requerida, calculada em função das condições de projeto.

P – pressão de projeto ou pressão máxima admissível do componente;

S – tensão admissível na temperatura de projeto e tensão atuante no componente;

R – raio interno do componente;

Ro – raio externo do componente;

D – diâmetro interno do componente;

Do – diâmetro externo do componente;

L – raio interno para o tampo hemisférico ou raio interno da coroa para o tampo toro-esférico;

Lo – raio externo para o tampo hemisférico ou raio externo da coroa para o tampo toro-esférico;

α - semi-ângulo interno da parte cônica, de um tampo cônico ou toro-cônico, em relação ao centro;

r – raio interno da parte tórica;

h – semi-eixo menor do tampo elipsoidal ou sua profundidade medida a partir da linha de tangência;

E – eficiência de junta (função do tipo de junta e do exame radiográfico)


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A - Casco cilíndrico:

ASME Seção VIII – Divisão 1

Tensões circunferenciais Tensões longitudinais Tabela 7.1 P ≤≤≤≤ 0,385SE P ≤≤≤≤ 1,25SE

Esp. mínima requerida ( ) ( )P4,0SE

PRP6,0SE

PRt o

+=

−= ( ) ( )P4,1SE2

PRP4,0SE2

PRt o

+=

+=

Pressão máxima admissível ( ) ( )t4,0R

tSEt6,0R

tSEP

o −=

+= ( ) ( )t4,1R

tSE2t4,0R

tSE2P

o −=

−= t ≤ R / 2

Tensões atuantes

( ) ( )tE

t4,0RPtE

t6,0RPS o −=+=

( ) ( )tE2

t4,1RPtE2

t4,0RPS o −=−=

P > 0,385SE P > 1,25SE

Espessura mínima requerida

21

21

o2

1

Z

1ZR1ZRt

−=

−=

PSEPSE

Z−+=

21

21

o2

1

Z

1ZR1ZRt

−=

−=

1SEP

Z +=

Pressão máxima admissível

( )( )

( )( )2

2

2

2

b1

b1SE

1a

1aSEP

+−=

+−=

1Rt

a += 1Rt

bo

−=

( ) ( )2

22

b

b1SE1aSEP

−=−=

1Rt

a += 1Rt

bo

−=

t > R / 2

Tensões atuantes

( )( )

( )( )2

2

2

2

b1E

b1P

1aE

1aPS

−+=

−+= ( )

( )( )2

2

2 b1E

b1P

1aE

PS

−+=

−=

ASME Seção VIII – Divisão 2 antes de 2007: ( )P5,0SPR

t−

=

ASME Seção VIII – Divisão 2 após 2007:

−

= 1SEP

exp2D

t

Exemplos de Utilização das Equações: t ≤ R / 2

R = 1.000,0 E = 0,85

• Determinação da Espessura Mínima Requerida: P = 30,0 kgf/cm2 / S = 1.202,0 kgf/cm2

Tensões circunferenciais: ( ) ( ) 9,290,30x6,085,0x0,202.1

0,000.1x0,30P6,0SE

PRt =

−=

−= mm

Tensões Longitudinais: ( ) ( ) 6,140,30x4,085,0x0,202.1x2

0,000.1x0,30P4,0SE2

PRt =

+=

+= mm

• Determinação da Pressão Máxima Admissível: t = 37,5 mm / S = 1.202,0 kgf/cm2

Tensões circunferenciais: ( ) ( ) 5,375,37x6,00,000.1

85.0x0,202.1x5,37t6,0R

tSEP =

+=

+= kgf/cm2

• Determinação das Tensões Atuantes: t = 37,5 mm / P = 25,0 kgf/cm2

Tensões circunferenciais: ( ) ( )

0,80285,0x5,37

5,37x6,00,000.1x0,25tE

t6,0RPS =+=+= kgf/cm2

Tensões Longitudinais: ( ) ( )

3,38685,0x5,37x2

5,37x4,00,000.1x0,25tE2

t4,0RPS =−=−= kgf/cm2


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B - Casco e Tampo esférico:

ASME Seção VIII – Divisão 1

Tabela 7.2

Espessura mínima requerida ( ) ( )P8,0SE2

PLP2,0SE2

PLt o

+=

−=

Pressão máxima admissível ( ) ( )t8,0L

tSE2t2,0L

tSE2P

o −=

+=

t ≤≤≤≤ 0,356L P ≤≤≤≤ 0,665SE

Tensões atuantes

( ) ( )tE2

t8,0LPtE2

t2,0LPS o −=+=

Espessura mínima requerida

31

31

o3

1

Y

1YL1YLt

−=

−=

( )( )PSE2

PSE2Y

−+=

Pressão máxima admissível

( )( )

( )( )1b2

b1SE2

a2

1aSE2P

3

3

3

3

+−=

+−=

1Lt

a += 1Lt

bo

−=

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

Tensões atuantes

( )( )

( )( )3

3

3

3

b1E2

1b2P

1aE2

a2PS

−+=

−+=

ASME Seção VIII – Divisão 2 antes de 2007: ( )P25,0SPR.5,0

t−

=

ASME Seção VIII – Divisão 2 após 2007:

−

= 1SE

P.5,0exp

2D

t

Exemplos de Utilização das Equações: t ≤ 0,356L / P ≤ 0,665SE

L = 1.000,0 mm E = 0,85


( ) ( ) 7,140,30x2,085,0x0,202.1x2

0,000.1x0,30P2,0SE2

PLt =

−=

−= mm


( ) ( ) 7,380,19x2,00,000.185,0x0,202.1x0,19x2

t2,0LtSE2

P =+

=+

= kgf/cm2

• Determinação da Tensão Atuante: t = 19,0 mm / P = 25,0 kgf/cm2

( ) ( )9,776

85,0x0,19x20,19x2,00,000.1x0,25

tE2t2,0LP

S =+=+= kgf/cm2


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C - Tampo elipsoidal:

Tabela 7.3

Espessura mínima requerida ( ) ( )[ ]1,0KP2SE2

KPDP2,0SE2

PDKt o

−+=

−=

Pressão máxima admissível ( ) ( )[ ]1,0Kt2KD

tSE2t2,0DK

tSE2P

o −−=

+=

Tensões atuantes ( ) ( )[ ]

tE21,0Kt2KDP

tE2t2,0DKP

S o −−=+=

+

=2

h2D

261

K Para o tampo padrão : 1K2h2

D =⇒=

Tabela 7.4 – Reprodução da Table 1-4.1 - Valores do Fator K

D / 2h 3,0 2,9 2,8 2,7 2,6 2,5 2,4 2,3 2,2 2,1 2,0

K 1,83 1,73 1,64 1,55 1,46 1,37 1,29 1,21 1,14 1,07 1,00

D / 2h 1,9 1,8 1,7 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1,0

K 0,93 0,87 0,81 0,76 0,71 0,66 0,61 0,57 0,53 0,50

Exemplos de Utilização das Equações:

D = 2.000,0 mm h = 500,0 mm E = 0,85

0,10,500x20,000.2

261

h2D

261

K22

=

+

=

+

=


( ) ( ) 4,290,30x2,085,0x0,202.1x2

0,1x0,000.2x0,30P2,0SE2

PDKt =

−=

−= mm


( ) ( ) 2,385,37x2,00.1x0,000.2

85.0x0,202.1x5,37x2t2,0DK

tSE2P =

+=

+= kgf/cm2


( ) ( )3,787

85,0x5,37x25,37x2,00,1x0,000.2x0,25

tE2t2,0DKP

S =+=+= kgf/cm2


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D - Tampo toro-esférico:

Tabela 7.5

Espessura mínima requerida ( ) ( )[ ]2,0MPSE2

MPLP2,0SE2

PLMt o

−+=

−=

Pressão máxima admissível ( ) ( )[ ]2,0MtML

tSE2t2,0LM

tSE2P

o −−=

+=

Tensões atuantes ( ) ( )[ ]

tE22,0MtMLP

tE2t2,0LMP

S o −−=+=

+

=2/1

rL

341

M

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

L / r 1,0 1,25 1,50 1,75 2,00 2,25 2,50 2,75 3,00 3,25 3,50

M 1,00 1,03 1,06 1,08 1,10 1,13 1,15 1,17 1,18 1,20 1,22

L / r 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 9,0

M 1,25 1,28 1,31 1,34 1,36 1,39 1,41 1,44 1,46 1,48 1,50

L / r 9,5 10,0 10,5 11,0 11,5 12,0 13,0 14,0 15,0 16,0 16 2/3

M 1,52 1,54 1,56 1,58 1,60 1,62 1,65 1,69 1,72 1,75 1,77


L = 1.808,0 mm r = 346,0 mm E = 0,85

32,10.3460,808.1

341

rL

341

M2/12/1

=

+

=

+

=


( ) ( ) 1,350,30x2,085,0x0,202.1x2

32,1x0,808.1x0,30P2,0SE2

PLMt =

−=

−= mm


( ) ( ) 0,325,37x2,032,1x0,808.1

85.0x0,202.1x5,37x2t2,0LM

tSE2P =

+=

+= kgf/cm2


( ) ( )8,938

85,0x5,37x25,37x2,032,1x0,808,1x0,25

tE2t2,0LMP

S =+=+= kgf/cm2

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


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F - Tampos cônicos ou seções cônicas :

Tabela 7.7

αααα ≤≤≤≤ 30o

Espessura mínima requerida ( )P6,0SEcos2

PDt

−α=

Pressão máxima admissível ( )α+

α=cost2,1D

costSE2P

Tensões atuantes ( )

αα+=

costE2cost2,1DP

S

αααα > 30o

Análise especial

ASME Seção VIII – Divisão 2 após 2007: ( )

−

α= 1

SEP

expcos2

Dt


R = 1.000,0 E = 0,85 α = 20o


( ) ( ) 8,310,30x6,085,0x0,202.1x20cosx2

0,000.2x0,30P6,0SEcos2

PDt

o=

−=

−α= mm


( ) ( ) 3,3520cosx5,37x2,10,000.2

20cosx85.0x0,202.1x5,37x2cost2,1D

costSE2P

o

o

=+

=α+

α= kgf/cm2

• Determinação das Tensões Atuantes: t = 37,5 mm / P = 25,0 kgf/cm2

( ) ( )3,852

20cosx85,0x5,37x2

20cosx5,37x2,10,000.2x0,25costE2

cost2,1DPS

o

o

=+=α

α+= kgf/cm2


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G – Tampos Planos

Para o dimensionamento dos tampos planos utilizaremos a seguinte nomenclatura.

C – Fator que depende do tipo de tampo, método de ligação, dimensões, etc,... Este fator, para tampos soldados, inclui um fator igual a 0,667 o que efetivamente aumenta a tensão admissível, em tais construções para 1,5.S.

D – dimensão maior de um tampo não circular, medida perpendicularmente à dimensão menor;

d – diâmetro ou menor dimensão para tampos não circulares;

hG – braço do momento da junta, distância radial entre a linha de centro dos parafusos à linha de reação da junta;

E – eficiência de junta;

L – perímetro medido ao longo da linha de centro dos parafusos de um flange não circular;

m – relação tt / ts;

P – pressão de projeto;

S – tensão máxima admissível;

t – espessura requerida para o tampo;

tr – espessura requerida para o casco cilíndrico, sem costura;

ts – espessura de fabricação do casco, excluída a sobrespessura de corrosão;

W – carga dos parafusos;

Z – fator para tampos não circulares.

Tipo de Tampo Fórmula de Cálculo

Circular, sem ligação aparafusada 2/1

SECP

.dt

=

Circular, com ligação aparafusada 2/1

3G

SEd

Wh9,1SECP

.dt

+=

Não circular, sem ligação aparafusada

2/1

SEZCP

.dt

=

onde : Z = 3,4 – 2,4.d/D Z≤ 2,5

Não circular, com ligação aparafusada

2/1

3G

SELd

Wh6SE

ZCP.dt

+=

onde : Z = 3,4 – 2,4.d/D Z≤ 2,5

Tabela 7.8 – Fórmulas de Cálculo de Espessura de Tampos Planos


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

Figura 7.3 – Tipos de Tampos Planos Aceitáveis pelo Código


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Figura 7.4 – Detalhes de Ligação para Tampos Planos


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Exemplos de Utilização das Equações de Cálculo:

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

C = 0,33.m (Cmín = 0,20)

d = 1.200,0 mm (diâmetro interno do costado) P = 15,0 kgf/cm2 (pressão interna de projeto)

tnc = 12,5 mm (espessura nominal do costado) C = 3,0 mm (sobrespessura de corrosão no costado e tampo)

S = 1.202,0 kgf/cm2 (tensão admissível do material do costado)

St = 1.406,0 kgf/cm2 (tensão admissível do material do tampo)

tr = P.R / (S.E – 0,6.P) = 15,0 x 600,0 / (1.202,0 x 1,0 – 0,6 x 15,0) = 7,5 mm (espessura requerida para o costado, sem costura)

ts = tnc – C = 12,5 – 3,0 = 9,5 mm (espessura nominal do costado, na condição corroída)

m = tt / ts = 7,5 / 9,5 = 0,79

C = 0,33 x 0,79 = 0,26

E = 1,0 (tampo sem soldas)

2,630,1x0,406.1

0,15x26,0x0,200.1

SECP

.dt2/12/1

=

=

= mm

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

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

C = 0,30

d = 1.200,0 mm (diâmetro de assentamento da junta)

hg = 25,0 mm (distância radia entre o diâmetro de assentamento da junta e o círculo de furação dos estojos)

W = 1.300.000,0 kgf (carga de aperto dos estojos) P = 15,0 kgf/cm2 (pressão interna de projeto)

C = 3,0 mm (sobrespessura de corrosão no costado e tampo)

St = 1.406,0 kgf/cm2 (tensão admissível do material do tampo) E = 1,0 (tampo sem soldas)

9,900,200.1x0,120x0,1x0,406.1

0,25x0,000.300.1x9,10,1x0,406.1

0,15x30,0x0,200.1

SEd

Wh9,1SECP

.dt2/1

2

2/1

3G =

+=

+= mm

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


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7.1.4 – EFICIÊNCIA DE JUNTA SOLDADA

Para o dimensionamento de componentes pressurizados de vasos de pressão é necessária a definição da eficiência de junta soldada, considerada à partir da categoria, tipo de junta e nível de inspeção quando da fabricação do vaso.

- Tipos de Juntas

O Código ASME permite a utilização dos seguintes tipos de juntas soldadas (Tab. UW-12):

Desenho Esquemático Descrição Tipo de Junta

Juntas de topo com cordão duplo 1

Juntas de topo com cordão simples e cobre junta 2

Juntas de topo com cordão simples 3

Junta sobreposta com solda dupla em angulo (integral) 4

Junta sobreposta com solda simples em angulo (integral) e solda de tampão 5

Junta sobreposta com solda simples em angulo (integral) 6

Juntas de canto com penetração parcial ou total e/ou solda em ângulo. 7

Juntas de soldas em ângulo. 8

Tabela 7.9 – Tipos de Juntas Soldadas


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Figura 7.5 – Tipos de Juntas Soldadas


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- Categoria de Junta

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

• Categoria A: Juntas longitudinais do costado e botas, transições de diâmetros, pescoço de bocais. Todas as juntas do corpo da esfera. Soldas circunferenciais ligando tampos hemisféricos ao costado;

• Categoria B: Juntas circunferenciais do costado e botas, transições de diâmetros, pescoço de bocais. Soldas de ligação entre tampos, exceto o hemisférico, ao costado;

• Categoria C: Juntas conectando flanges, espelhos, tampos planos;

• Categoria D: Juntas de ligação de pescoço de bocais e botas ao costado.

A figura a seguir apresenta as categorias de juntas definidas acima.

Figura 7.6 - Categorias de Junta Soldada

– Inspeção de Fabricação

O código ASME Seç.VIII - Div.1 estabelece para juntas soldadas as seguintes possibilidades para realização de exame radiográfico:

a. Radiografia Total (Conforme UW-51)

(1) - Todas as juntas de topo em costado e tampos em vasos com “Serviço Letal”;

(2) - Todas as juntas de topo em componentes pressurizados de vasos em que a espessura nominal na região da junta exceda 1 ¼ in, ou exceda os limites estabelecidos em UCS-57, UNF-57, UHA-33, UCL-35 ou UCL-36;

(3) - Todas as soldas de topo em costado e tampos em “unfired steam boilers” tendo pressão de projeto superior a 50 psi;

(4) - Todas as soldas de topo em bocais, botas, etc,... conectando em seções de vasos ou tampos que exigem radiografia total conforme itens (1) ou (3) acima;

(5) - Todas as juntas de Categorias A & D em seções de vasos ou tampos onde a eficiência utilizada no projeto é permitida por UW-12(a), neste caso:

(a) - Soldas de Categorias A & B conectando seções de vasos ou tampos deverão ser do Tipo (1) ou Tipo (2) da Tabela UW-12;

(b) - Soldas de Categorias B ou C que interceptam juntas de Categoria A em seções de vasos ou tampos ou conectando seções ou tampos sem costura devem ser, no mínimo, radiografadas por pontos de acordo com UW-52;


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(6) - Todas as soldas de topo unidas por eletro gás com passe único maior que 1 ½ in e todas as soldas por eletroescória;

(7) - Exame de ultra-som de acordo com UW-53 poderá substituir o ensaio radiográfico para a solda final de fechamento de um vaso que não permite acesso para o filme. A dificuldade de utilização da radiografia não pode ser justificativa para sua substituição.

Table UCS-57 Thickness above which full radiographi c examination of butt-welded joints is mandatory

P-No & Group No.

Classification of Material

Nominal thickness above which butt-welded joints shall be fully radiographed, in (mm)

1 Gr. 1, 2, 3 1 ¼ (32)

3 Gr. 1, 2, 3 3/4 (19)

4 Gr. 1, 2 5/8 (16)

5A Gr. 1, 2 0 (0)

5B Gr. 1, 2 0 (0)

5C Gr. 1 0 (0)

9A Gr. 1 5/8 (16)

9B Gr. 1 5/8 (16)

10A Gr. 1 3/4 (19)

10B Gr. 1 5/8 (16)

10C Gr. 1 5/8 (16)

10F Gr. 1 3/4 (19)

Observação: P-Number é um número que caracteriza grupos de materiais com a mesma soldabilidade. Através do P-Number se fixa características de tratamento térmico e do exame radiográfico de um equipamento. Nas tabelas de tensão admissível constantes das normas encontram-se a indicação do P-Number de cada material.

Tabela 7.10 – Reprodução da Table UCS-57

b. Radiografia por Pontos (Conforme UW-52)

Exceto quando requerido em (a)(5)(b) acima, juntas de topo dos Tipos (1) ou (2) da Tabela UW-12 que não são requeridas radiografia total, conforme item (a), podem ser examinadas por pontos. Se radiografia por pontos é especificada para o vaso inteiro, ensaio radiográfico não é requerido para as juntas de Categorias B & C em bocais ou botas que não excedam nem NPS 10 nem 1 1/8 in de espessura.

c. Sem Radiografia

Exceto como requerido em (a) acima, nenhuma radiografia é requerida para juntas de vasos projetados apenas para pressão externa, ou quando o projeto da junta está de acordo com UW-12 (c). A N-253 da PETROBRAS não admite esta possibilidade.

- Valor da Eficiência de Juntas

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


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- Um valor de “E” não superior ao fornecido pela coluna (a) da Tabela UW-12 deverá ser utilizado no projeto de juntas de topo totalmente radiografadas, exceto quando os requisitos de UW-11(a)(5) não são cumpridos, quando se utiliza o valor da coluna (b) da Tabela UW-12.

- Um valor de “E” não superior ao apresentado na coluna (b) da Tabela UW-12 deve ser utilizado no dimensionamento de vasos baseado em exame radiográfico por pontos.

- Um valor de “E” não superior ao apresentado na coluna (c) da Tabela UW-12 deve ser utilizado no dimensionamento de vasos sem exame radiográfico.

OBS:

1) Seções do casco ou tampos sem costura são considerados como tendo uma junta de categoria A, Tipo 1. Para efeito de cálculo, para a tensão circunferencial, o valor de E = 1,0 quando os requisitos de UW-11(a)(5)(b) são atendidos, e E = 0,85 quando não o são.

2) No apêndice L, encontram-se vários diagramas de bloco orientando quanto ao tipo de exame radiográfico e valores de eficiência de juntas que podem ser adotadas no projeto de um vaso de pressão.


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

Tipo Descrição Limitações Categoria de Junta

(a) Full

Nota(1)

(b) Spot

Nota(2)

(c) Sem

(1)

Juntas de topo com dupla soldagem ou obtida de modo a manter a mesma qualidade de metal depositado interna e externamente de forma a estar de acordo com os requisitos de UW-35. Soldas utilizando mata-juntas que permaneçam no local são excluídas.

Nenhuma A, B, C & D 1,00 0,85 0,70

(a) Nenhuma exceto como em (b) abaixo; A, B, C & D 0,90 0,80 0,65

(2) Solda simples em juntas de topo com utilização de mata-juntas ou outro tipo que os incluídos em (1)

(b) Juntas de topo circunferenciais com um “offset”, conforme UW-13(b)(4) e Figura UW-13.1 sketch (k)

A, B & C 0,90 0,80 0,65

(3) Solda simples em juntas de topo sem utilização de mata-juntas

Somente em juntas de topo circunferenciais, com espessuras abaixo de 5/8 in e com diâmetros inferiores a 24 in

A, B & C NA NA 0,60

(a) Juntas longitudinais com espessura abaixo de 3/8 in;

A NA NA 0,55 (4) Solda de filete (sobreposta) dupla

(b) Juntas circunferenciais com espessuras abaixo de 5/8 in

B & C

[Nota(3)] NA NA 0,55

(a) Juntas circunferenciais [Nota(4)] para junção de tampos com diâmetros externos não superiores a 24 in e costado com espessuras inferiores a ½ in.

B NA NA 0,50

(5) Solda de filete (sobreposta) simples com “plug welds” conforme UW-17

(b) Juntas circunferenciais para junção de costados ou jaquetas com espessuras nominais inferiores a 5/8 in, onde à distância do centro do “plug weld” para a extremidade da chapa não é menor que 1 ½ o diâmetro do furo para o “plug”.

C NA NA 0,50

(a) Para junção de tampos com pressão atuante no lado convexo em costados com espessura requerida não superiores a 5/8 in, somente com o uso de solda de filete interno ao costado;

A & B NA NA 0,45

(6) Solda de filete simples sem “plug welds” (b) Para junção de tampos tendo pressão em ambos os lados em costados com diâmetros internos não superiores a 24 in e com espessura requerida não superiores a ¼ in com solda de filete no lado externo do tampo flangeado somente.

A & B NA NA 0,45

(7) Juntas de canto, penetração total, penetração parcial, ou solda de filete.

Como limitado pela figura UW-13.2 e figura UW-16.1.

C & D [Nota(5)]

NA NA NA

(8) Junta em ângulo Projeto pelo parágrafo U-2(g) para juntas Categoria B e C. B, C & D NA NA NA

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

(5) Não existe um valor de eficiência de junta E para o cálculo dessa Divisão para juntas de canto Categorias C e D. Quando necessário, um valor de E não superior a 1,0 deve ser utilizado.


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Conforme Código ASME Seç.VIII – Divisão 2 (Tabela 7.2), as soldas pressurizadas do equipamento devem normalmente ser totalmente radiografadas, sendo admitido o uso de radiografia parcial, apenas para equipamentos de materiais dos Grupos 3a e 3b da Tab.7.1.

Os tipos de juntas permitidas são as seguintes :

• Categoria A: Todas as juntas de categoria A devem ser do tipo 1;

• Categoria B: Todas as juntas de categoria B devem ser do tipo 1 ou tipo 2 (tipo 3, restrito a espessuras até 16mm em diâmetros até 610mm);

• Categoria C: Todas as juntas de categoria C devem ser do tipo 1 de topo, em ângulo com penetração total, ou para aplicações limitadas às juntas Categoria C podem ser de filete.

• Categoria D: Todas as juntas de categoria D devem ser do tipo 1 de topo ou em ângulo com penetração total (a menos de algumas junta em ângulo em pescoço de bocais).

• Categoria E: Juntas para fixação de partes não pressurizadas, suportes, olhais e enrijecedores (com vários tipos de junta, de penetração ou não, sendo aceitáveis).

O item 4.2.5 do ASME Seç.VIII – Div.2 apresenta todas as limitações e exceções de geometria de juntas soldadas permitidas.

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


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7.1.5 – EXEMPLO DE PROJETO DE VASO DE PRESSÃO

Determine para o vaso a seguir representado, as seguintes informações:

1. Espessuras mínimas requeridas e nominais

2. Pressões máximas admissíveis do equipamento abaixo descrito, para a condição do equipamento corroído e temperatura de projeto (PMAcq);

3. Pressão de ajuste de PSV máxima do equipamento.

4. Pressão de teste hidrostático do equipamento na fábrica;

5. Pressão de teste hidrostático do equipamento ao final de sua vida útil.

Dados do Equipamento

• Tipo de tampos : Torisféricos 2:1 • Data de início de operação

L = 0.904.D / r = 0.173.D / h = 0.250.D 2009

• Sobrespessura de corrosão • Densidade do fluido em operação

C = 3,0 mm d = 0,90

• Material do costado e tampos • Eficiência de juntas soldadas

SA-516 Gr.60 E = 0,85

• Temperatura de projeto • Pressão de projeto

T = 370,0oC P = 15,0 kgf/cm2

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

5,0 m

2,0 m

Nível máximo de líquido em operação

15,0 m


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1 – Determinação das espessuras mínimas requeridas e nominais.

∆P = ρ.h / 10 [kgf/cm2; m]

∆P = pressão devido a coluna de líquido em operação [kgf/cm2];

ρ = densidade do fluido em operação;

h = altura da coluna de líquido em operação, atuando no componente [m].

1.1 - Costado cilíndrico

- Pressão de cálculo:

P = Pproj + ∆P = 15,0 + 0,90 x 5,0 / 10,0 ≈ 15,45 kgf/cm2

- Espessura mínima requerida:

t = P.R/(S.E – 0,6.P) = 15,45 x 1.000,0 / (1.076,0 x 0,85 – 0,6 x 15,45) = 17,1 mm

- Espessura mínima de chapa: tmin = t + C = 17,1 + 3,0 = 20,1 mm

- Espessura nominal de chapa: tnom = 22,4 mm (valor adotado para a espessura comercial da chapa a ser utilizada no costado do equipamento).

1.2 - Tampo Torisférico - superior


P = Pproj = 15,0 kgf/cm2


L = 0,904.D = 0,904 x 2.000,0 = 1.808,0 mm

r = 0,173.D = 0,173 x 2.000,0 = 346,0 mm

M = (1/ 4).[3 + (L / r)1/2] = (1/ 4).[3 + (1.808,0 / 346,0)1/2] = 1,32

t = P.L.M/(2.S.E – 0,2.P) = 15,0 x 1.808,0 x 1,32 / (2 x 1.076,0 x 0,85 – 0,2 x 15,0) = 19,6 mm

- Espessura mínima de chapa: tmin = t + C + Cf = 19,6 + 3,0 + 2,8 = 25,4 mm

Cf = 2,8 mm (perda de espessura por conformação)

- Espessura nominal de chapa: tnom = 28,6 mm (valor adotado para a espessura comercial da chapa a ser utilizada no tampo superior do equipamento).

- Espessura nominal do tampo: tnom = 28,6 – 2,8 = 25,8 mm

1.3 - Tampo Torisférico - inferior


P = Pproj + ∆P = 15,0 + 0,90 x (5,0 + 0,5) / 10,0 ≈ 15,5 kgf/cm2


L = 0,904.D = 0,904 x 2.000,0 = 1.808,0 mm

r = 0,173.D = 0,173 x 2.000,0 = 346,0 mm

M = (1/ 4).[3 + (L / r)1/2] = (1/ 4).[3 + (1.808,0 / 346,0)1/2] = 1,32

t = P.L.M/(2.S.E – 0,2.P) = 15,5 x 1.808,0 x 1,32 / (2 x 1.076,0 x 0,85 – 0,2 x 15,5) = 20,3 mm

- Espessura mínima de chapa: tmin = t + C + Cf = 20,3 + 3,0 + 2,8 = 26,1 mm

Cf = 2,8 mm (perda de espessura por conformação)

- Espessura nominal de chapa: tnom = 28,6 mm (valor adotado para a espessura comercial da chapa a ser utilizada no tampo inferior do equipamento).

- Espessura nominal do tampo: tnom = 28,6 – 2,8 = 25,8 mm


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2 – Determinação das pressões máximas admissíveis.

2.1 - Costado cilíndrico

- Pressão máxima admissível – nova e fria:

P = t.S.E / (R + 0,6.t) = 22,4 x 1.202,0 x 0,85 / (1.000,0 + 0,6 x 22,4) = 22,6 kgf/cm2

- Pressão máxima admissível – corroída e quente:

P = t.S.E/(R + 0,6.t) = (22,4–3,0) x 1.076,0 x 0,85/[1.000,0 + 0,6 x (22,4–3,0)] = 17,5 kgf/cm2

2.2 – Tampo superior


P = 2.t.S.E / (L.M + 0,2.t) = 2 x 25,8 x 1.202,0 x 0,85/(1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) = 22,0 kgf/cm2


P = 2.t.S.E/(L.M+0,2.t) = 2 x (25,8 – 3,0)x1.076,0 x 0,85/[1.808,0x1,32+0,2x(25,8-3,0)] = 17,4 kgf/cm2

2.3 – Tampo inferior


P = 2.t.S.E / (L.M + 0,2.t) = 2 x 25,8 x 1.202,0 x 0,85/(1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) = 22,0 kgf/cm2


P = 2.t.S.E/(L.M+0,2.t) = 2 x (25,8 – 3,0)x1.076,0 x 0,85/[1.808,0x1,32+0,2x(25,8-3,0)] = 17,4 kgf/cm2

3 – Pressão de ajuste da PSV

A pressão de ajuste da PSV poderá ser definida em qualquer valor entre a pressão de projeto e a pressão máxima admissível corroída e quente do equipamento.

Como valor limite, adequada para toda a vida útil estimada do equipamentos, a pressão máxima admissível corroída e quente é definida como :

PMAcq do Equipamento: menor valor entre [PMAcq(componentes)]referenciado ao topo do equipamento

Pressão [kgf/cm 2]

Componente PMAcq (componente) ∆∆∆∆P (coluna de fluido) PMAcq(referenciado ao topo)

Tampo superior 17,4 0,0 17,4

Costado 17,5 0,45 17,05

Tampo inferior 17,4 0,5 16,9

PMAcq (equipamento) [kgf/cm2] 16,9

A pressão máxima admissível do equipamento, para a condição corroída e quente é 16,9 kgf/cm2, que pode ser definida como a pressão máxima de ajuste da PSV.


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4 – Determinação da pressão de teste hidrostático d e fábrica.

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

4.1 – Pressão de Teste Hidrostático Padrão.

A pressão de teste hidrostático padrão é determinada conforme a equação a seguir.

Ptp = Fth.PMAcq.(Sf / Sq)

Onde:

Fth = 1,3 para vasos projetados posteriormente à edição de 1998;

PMAcq = pressão máxima admissível de trabalho do equipamento na situação corroída na temperatura de projeto = 16,9 kgf/cm2;

Sf = tensão admissível do material a temperatura do teste = 1.202,0 kgf/cm2;

Sq = tensão admissível do material na temperatura de projeto = 1.076,0 kgf/cm2.

Ptp = 1,3 x 16,9 x (1.202,0 / 1.076,0) = 24,5 kgf/cm2

4.2 – Pressão de Teste Hidrostático Alternativa.

A pressão de teste alternativa é determinada conforme a equação a seguir.

Pta = menor valor entre [Fth.PMAnf(componente) - ∆Págua]

Onde:

Fth = 1,3 para vasos projetados posteriormente à edição de 1998;

PMAnf(componente) = pressão máx. admiss. de trabalho do componente na situação nova e fria;

∆Págua = pressão da coluna de água durante o teste hidrostático atuando no componente =

= ρ.h / 10 [kgf/cm2; m];

ρ = densidade da água;

h = altura da coluna de líquido durante o teste hidrostático, atuando no componente [m].

Componente PMAnf(componente)

[kgf/cm 2] H [m] ∆∆∆∆Págua

[kgf/cm 2] 1,3.PMAnf(componente) - ∆∆∆∆Págua

[kgf/cm 2]

Tampo superior 22,0 0,5 0,05 28,55

Costado 22,6 15,5 1,6 27,78

Tampo inferior 22,0 16,0 1,6 27,0

Pteste alterntativo (equipamento) [kgf/cm2] 27,0


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4.3 – Verificação dos componentes

A pressão de teste hidrostático a ser aplicado na fábrica poderá corresponder ao valor máximo, calculado entre a pressão de teste padrão e a alternativa.

Pth = 27,0 kgf/cm2

- Tampo superior: P = Pth + ∆P = 27,0 + 0,05 = 27,1 kgf/cm2

S = P.(L.M + 0,2.t) / (2.t.E) = 27,1 x (1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) / (2 x 25,8 x 0,85) = 1.477,8 kgf/cm2

- Costado: P = Pth + ∆P = 27,0 + 1,6 = 28,6 kgf/cm2

S = P.(R + 0,6.t) / (t.E) = 28,6 x (1.000,0 + 0,6 x 22,4) / (22,4 x 0,85) = 1.522,3 kgf/cm2

- Tampo inferior: P = Pth + ∆P = 27,0 + 1,6 = 28,6 kgf/cm2

S = P.(L.M + 0,2.t) / (2.t.E) = 28,6 x (1.808,0 x 1,32 + 0,2 x 25,8) / (2 x 25,8 x 0,85) = 1.559,6 kgf/cm2

Tensão [kgf/cm 2]

Componente S 80% Sy Ok!

Tampo superior 1.477,8 1.800,0 Sim

Costado 1.522,3 1.800,0 Sim

Tampo inferior 1.559,6 1.800,0 Sim

A pressão de 27,0 kgf/cm2 pode ser aplicada durante o teste hidrostático do equipamento, na fábrica.

5 – Determinação da pressão de teste hidrostático a o final da vida útil.

A pressão de teste hidrostático a ser aplicada ao final da vida útil do equipamento, deverá ser o valor da pressão de teste padrão, determinada de acordo com o código de projeto (ASME Seç.VIII – Div.1). A tensão atuante em cada componente durante o teste hidrostático não poderá ultrapassar um valor limite equivalente a 80% da tensão de escoamento do material, na temperatura ambiente.

5.1 – Verificação dos componentes

A pressão de teste hidrostático deverá corresponder ao valor calculado da pressão de teste padrão.

Pth = 24,5 kgf/cm2

- Tampo superior: P = Pth + ∆P = 24,5 + 0,05 = 24,6 kgf/cm2

S = P.(L.M + 0,2.t)/(2.t.E) =

= 24,6 x [1.808,0 x 1,32 + 0,2 x (25,8 – 3,0)] / [2 x (25,8 – 3,0) x 0,85] = 1.517,6 kgf/cm2

- Costado: P = Pth + ∆P = 24,5 + 1,6 = 26,1 kgf/cm2

S = P.(R + 0,6.t) / (t.E) = 26,1 x [1.000,0 + 0,6 x (22,4 - 3,0)] / [(22,4 - 3,0) x 0,85] = 1.601,2 kgf/cm2

- Tampo inferior: P = Pth + ∆P = 24,5 + 1,6 = 26,1 kgf/cm2

S = P.(L.M + 0,2.t)/(2.t.E) =

= 26,1 x [1.808,0 x 1,32 + 0,2 x (25,8 - 3,0)] / [2 x (25,8 - 3,0) x 0,85] = 1.610,1 kgf/cm2

Tensão [kgf/cm 2]

Componente S 80% Sy Ok!

Tampo superior 1.517,6 1.800,0 Sim

Costado 1.601,2 1.800,0 Sim

Tampo inferior 1.610,1 1.800,0 Sim

A pressão de 24,5 kgf/cm2 pode ser aplicada durante o teste hidrostático do equipamento, ao final de sua vida útil.


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8 – TESTES DE PRESSÃO

8.1 – TESTE HIDROSTÁTICO

8.1.1 – FINALIDADE

Os testes de pressão são a última prova por que passam os vasos de pressão antes que sejam entregues a operação. São realizados para verificar-se a estanqueidade de todas as juntas soldadas e conexões do equipamento e submete-lo a um nível de tensões superior ao que estará sujeito em condições normais, pela primeira vez, promovendo alívio de tensões provenientes de descontinuidades geométricas.

Pode-se realizar testes hidrostáticos, pneumáticos ou mistos, sendo os mais comuns os primeiros. O teste pneumático ou o misto, só deverão ser realizados em casos excepcionais, devido ao grande perigo que representam.

8.1.2 – DEFINIÇÕES

NR-13 - Norma regulamentadora que estabelece regras compulsórias a serem seguidas no projeto, operação, inspeção e manutenção de caldeiras e vasos de pressão instalados em unidades industriais e outros estabelecimentos públicos no Brasil, como definido no corpo da norma.

Profissional Habilitado (PH) - Aquele que tem competência legal para o exercício da profissão de engenheiro nas atividades referentes a projeto de construção, acompanhamento de operação e manutenção, inspeção e supervisão de inspeção de caldeiras e vasos de pressão, em conformidade com a regulamentação profissional vigente no País.

Teste de Pressão - Teste por meio de fluido compressível ou incompressível ou uma mistura de ambos, até um dado valor de pressão, com a finalidade de aliviar as tensões residuais, avaliar a integridade e a resistência estrutural dos componentes sujeitos a pressão, dentro das condições estabelecidas para a sua realização.

8.1.3 – PROCEDIMENTO DE TESTE

Durante os testes de pressão é muito importante que sejam tomadas todas as medidas de segurança necessárias para que se tenha um total controle da situação e sejam evitados acidentes. Entre essas medidas incluem-se as seguintes:

- Ocasião do Teste: O teste só pode ser realizado depois de decorrido um prazo de 48 horas após a execução da última soldagem em partes pressurizadas e partes de sustentação do equipamento.

- Água: Deve ser verificado com o projetista quais as características de pureza da água adequada e feito o controle dessas características. O teor máximo de cloretos permitidos na água deve ser definido pelo projetista, porém nunca superior a 50 ppm, para equipamentos de aços inoxidáveis austeníticos ou com revestimento interno desses materiais.

- Temperatura do Teste: A temperatura da água deve estar compatível com a temperatura de projeto, para equipamentos que operam em baixas temperaturas. Para evitar risco de fratura frágil durante o teste, devem ser respeitadas as seguintes condições de temperatura do metal:

a) Equipamentos com espessura de parede maior ou igual a 50,8 mm (2”):

- A temperatura do metal deve ser mantida a, pelo menos, 17 °C acima da temperatura de projeto mínima do metal ou, no mínimo, a 15 °C, o q ue for maior;

b) Equipamentos com espessura de parede menor que 50,8 mm (2”):

- A temperatura do metal deve ser mantida a, pelo menos, 6 °C acima da temperatura de projeto mínima do metal ou, no mínimo, a 15 °C, o q ue for maior.

Nota: A temperatura de teste deve ser igual ou superior aos valores estabelecidos, a menos que existam informações sobre características frágeis do material do equipamento, indicando que uma temperatura de teste diferente da recomendada seja aplicável.


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- Manômetros: Devem ser utilizados no mínimo 3 manômetros para acompanhamento do teste, sendo um deles registrador. Pelo menos um deles deve ficar a uma distância segura do equipamento, devendo ser instalados bloqueios entre os manômetros e o equipamento para permitir sua substituição, caso necessário. A localização e quantidade de manômetros e registradores utilizados para a realização do teste devem ser definidas pelo Profissional Habilitado em função das dimensões, do período de teste e acesso ao equipamento ou conjunto a ser testado.

- Segurança: Devem ser previstas condições de segurança antes e durante a execução do teste. A área deve ser isolada e serão proibidos soldas sobre o equipamento ou sobre qualquer parte em contato elétrico com o mesmo, enquanto o equipamento contiver agua.

- Pressão de teste: Devem ser utilizados os valores de pressão de teste determinados pelo projeto mecânico do equipamento.

Os seguintes aspectos devem ser considerados quando da definição de pressão de teste pelo Profissional Habilitado:

a) código e norma de projeto de fabricação;

b) código de inspeção em serviços aplicáveis;

c) relação entre as condições de projeto e condições de operação;

d) potencial de risco e localização do vaso na unidade industrial;

e) histórico de resultados das inspeções de segurança internas e externas anteriores;

f) histórico de resultados de testes de pressão anteriores;

g) possibilidade da existência de defeitos subcríticos;

h) avaliação da PMTA na condição atual do equipamento.

- Recalque: Durante o teste hidrostático deve ser prevista a proteção do equipamento em relação a pressões superiores a pressão de teste ou quanto a possibilidade de vácuo; deve ser também acompanhado e medido o recalque da fundação.

- Execução do Teste : Recomenda-se o seguinte procedimento de teste: [Prática Recomendada].

a) elevar a pressão até 50 % da pressão de teste;

b) inspecionar o vaso;

c) elevar gradativamente a pressão até a condição de teste;

d) manter o vaso pressurizado neste patamar pelo tempo mínimo de 30 minutos e por motivo de segurança, nenhuma inspeção deve ser executada durante este período;

e) reduzir gradativamente a pressão para um valor de até 65 % da pressão de teste;

f) inspecionar o vaso;

g) reduzir gradativamente a pressão de teste até a pressão atmosférica, devendo ser abertos os bocais superiores para evitar vácuo no interior do vaso.

- Inspeção após o Teste: Após o teste em equipamentos cladeados ou revestidos com tiras soldadas (“strip lining”), recomenda-se a realização de inspeção visual internamente para a avaliação da integridade do revestimento. [Prática Recomendada]


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8.1.4 – DETERMINAÇÃO DA PRESSÃO DE TESTE

- Teste Hidrostático Padrão (P tp)

Neste teste a pressão em qualquer ponto do equipamento deve ser no mínimo igual ao seguinte valor: Ptp = Fth.PMAcq.(Sf / Sq)

Onde:

Fth = 1,5 para vasos projetados anteriormente à edição de 1998; = 1,3 para vasos projetados posteriormente à edição de 1998 do ASME Div.1; Fth = 1,25 para vasos projetados pelo ASME Seção VIII – Divisão 2:2007 (O valor mínimo de pressão para o ASME Seção VIII – Divisão 2 é calculado como Pth = 1,43.PMAcq).

PMAcq = pressão máxima admissível de trabalho do equipamento na situação corroída na temperatura de projeto;

Sf = tensão admissível do material a temperatura do teste;

Sq = tensão admissível do material na temperatura de projeto.

Este valor é o mínimo estabelecido pelo código, mas a critério do projetista e usuário do equipamento, ele poderá ser testado de acordo com uma pressão de teste determinada através de um procedimento alternativo. Qualquer valor de pressão entre o procedimento padrão e o alternativo pode ser adotado, de acordo com o ASME.

- Teste Hidrostático Alternativo (P ta)

A pressão de teste alternativo, atuando no topo do vaso, será calculada da seguinte forma:

- Determina-se a PMA para cada parte constituinte do equipamento, na condição não corroída e na temperatura do teste (PMAnf. para cada componente) ; multiplicamos cada um desses valores por 1,3 ou 1,5, a depender da edição do código; desconta-se a altura hidrostática atuando em cada parte, em relação ao topo do equipamento, adota-se o menor valor calculado.

10.1.5 – OBSERVAÇÕES

� As condições do teste devem ser claramente definidas entre fabricante e usuário. Deve ficar claro se a pressão de teste é referente ao vaso novo ou corroído, assim como se a pressão de teste referente ao vaso na posição horizontal ou vertical (Para os vasos verticais exige-se a determinação dos valores da pressão de teste nas duas posições).

� O código não limita superiormente a pressão de teste, porém pressões acima do valor da Pta poderão provocar deformações excessivas causando a rejeição do equipamento.

� É importante lembrar que, na condição de teste hidrostático, a tensão máxima poderá atingir 80% do limite de escoamento do material na temperatura ambiente, nas partes pressurizadas. Nas partes não pressurizadas pode-se considerar a tensão admissível básica acrescida de 33 1/3%.

� Vasos submetidos à pressão externa deverão também ser submetidos a um teste hidrostático ou quando este for impraticável a um teste pneumático. Em qualquer caso a pressão de teste não deverá ser inferior a Fth vezes a diferença entre a pressão atmosférica normal e a mínima pressão absoluta interna; a pressão interna máxima admissível é calculada da mesma maneira que para os vasos sujeitos a pressão interna.


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A Figura abaixo ilustra um procedimento gráfico para determinação de Ptp e Pta.

Figura 8.1 – Teste Hidrostático – Gráfico

8.2 – TESTE PNEUMÁTICO OU HIDROPNEUMÁTICO

Cabe ao Profissional Habilitado avaliar as condições de risco e aprovar ou não a alternativa de aplicação do teste com fluido compressível. No caso de aplicação, o teste deve ser supervisionado por Profissional Habilitado.

Nota: A aplicação de teste de pressão com fluido compressível (teste pneumático) ou mistura de fluido compressíveis e incompressíveis (teste hidropneumático) é válida, porém deve ser considerado que um equipamento submetido a teste com fluido compressível tem uma energia armazenada muito maior que o mesmo vaso submetido a teste hidrostático na mesma pressão. Visto que o potencial de risco numa eventual liberação não controlada dessa energia é muito maior, a aplicação de teste pneumático ou hidropneumático deve ser restrita àquelas condições em que um fluido líquido é inviável, ou quando a pressão de teste é de tal ordem que a energia armazenada é comparável àquela existente no vaso na sua condição de operação normal.

O sistema para pressurização deve conter, no mínimo:

a) dispositivo de controle de pressão instalada à montante do sistema sob teste, ajustada para a pressão de ensaio, de modo a impedir que haja sobrepressão;

b) válvulas de fechamento rápido, instaladas à montante e à jusante do sistema sob teste.

Nota: Recomenda-se a utilização de dispositivo de alívio automático contra sobrepressão adequado ao sistema sob teste. [Prática Recomendada]

quente

friocqth

S

SPMA.F

cqPMA

PMO

Valor mínimo exigido pelo código

Pressão de teste medida no topo do equipamento

cqPMA

(para cada componente)

Coluna hidrostática

Coluna do flluido em operação

Pressão de Teste Padrão

Pressão de Teste Alternativo

Pressão de teste no fundo do equipamento

nfth PMA.F

(para cada componente)

PRESSÕES

ELEVAÇÃO

FUNDO

TOPO

PMO


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- Pressão de teste : Os seguintes aspectos devem ser considerados quando da definição de pressão de teste pelo Profissional Habilitado:

a) código e norma de projeto de fabricação;

b) código de inspeção em serviços aplicáveis;

c) relação entre as condições de projeto e condições de operação;

d) potencial de risco e localização do vaso na unidade industrial;

e) histórico de resultados das inspeções de segurança internas e externas anteriores;

f) histórico de resultados de testes de pressão anteriores;

g) possibilidade de existência de defeitos subcríticos;

h) avaliação da PMTA na condição atual do equipamento.

- Execução do Teste: Recomenda-se o seguinte procedimento de teste: [Prática Recomendada]

a) elevar a pressão até 102 kPa (1,02 kgf/cm2) ou 10 % da pressão de teste, o que for menor;

b) inspecionar o vaso;

c) elevar gradativamente a pressão até a condição de teste;

d) manter o vaso pressurizado neste patamar pelo tempo mínimo de 30 minutos e por motivo de segurança, nenhuma inspeção deve ser executada durante este período;

e) reduzir gradativamente a pressão para um valor de até 80 % da pressão de teste;

f) inspecionar o vaso;

g) reduzir gradativamente a pressão de teste até a pressão atmosférica, devendo

ser abertos os bocais superiores para evitar vácuo no interior do vaso.

É um teste de grande periculosidade e substituirá o teste hidrostático quando:

- O vaso ou seus suportes não forem dimensionados para suportar o peso do teste hidrostático.

- Qualquer traço d’água ou do fluído utilizado no teste prejudicar o processo.

A pressão do teste pneumático será no mínimo: Pteste > Ftp.PMAcq.(Sf / Sq)

Fth = 1,25 para vasos projetados anteriormente à edição de 1998; = 1,1 para vasos projetados posteriormente à edição de 1998 do ASME Div.1.


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9 – ABERTURAS E REFORÇOS

9.1 – INTRODUÇÃO

Quando um furo circular é realizado em uma chapa infinita, sujeita a uma tensão uniaxial σ, uma elevada concentração de tensões ocorre próxima ao furo.

Figura 9.1 – Distribuição de Tensões em um Furo

O valor desta tensão é máximo quando a = r, na seção n-n, e θ = 90º

Kt.σ = (σ / 2).(2 + a2 / r2 + 3.a4 / r4) = 3.σ

Pode-se observar que o efeito do furo é rapidamente atenuado e que na seção m-m surge uma tensão de compressão igual a -σ. O valor de concentração de tensões causados por um furo circular num cilindro ou esfera sujeito à pressão interna ou externa pode ser obtido por superposição de efeitos, a partir das considerações anteriores.

No caso de um cilindro, a tensão circunferencial é o dobro da longitudinal. Desse modo, a tensão máxima na seção n-n será : 3.σy - σx = 2,5.σy

Figura 9.2 – Furo em um Estado Biaxial de Tensões

No caso de uma esfera, onde as tensões circunferencial e longitudinal tem o mesmo valor, temos: 3.σy - σx = 2.σy

m n n m

X

Y

Eixo long.

Eixo circunf.

σσσσx σσσσx

σσσσy

σσσσy

3 2 1

Kt.σσσσ

a 2a 3a 4a 5a

σ

m n n m

a

a 2a 3a 4a +1 0 -1

Kt.σσσσ σ


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

Figura 9.3 – Furos não Circulares

Quando o eixo maior é perpendicular à direção da tensão aplicada, a tensão máxima ocorrerá na extremidade do eixo maior e será : σ1 = σ.(1 + 2.a / b)

Na extremidade do eixo menor, temos : σ2 = -σ

Quando a tensão σ é paralela ao eixo maior, a tensão na extremidade do eixo menor é dada por: σ2 = σ.(1 + 2.b / a)

Na extremidade do eixo maior, temos: σ1 = -σ

Isto mostra que trincas paralelas à direção da tensão aplicada tem menos tendência à propagação que trincas perpendiculares à direção da tensão. Do mesmo modo que foi feito anteriormente podemos, por superposição de efeitos, calcular os valores das tensões junto a aberturas elípticas em cascos cilíndricos ou esféricos. Deste modo, para a abertura “a”, da figura abaixo, temos:

Figura 9.4 – Orientação de Furos não Circulares

σ1 = σ.(1 + 2.a / b) - σ / 2

σ1 =σ.(1 / 2 + 2.a / b) Se a = b � σ1 = 2,5.σ

Esta observação mostra que, em cascos cilíndricos, aberturas elípticas devem ser feitas sempre com o eixo menor perpendicular a tensão circunferencial.

Os dois requisitos básicos necessários ao material que é colocado como reforço junto a aberturas num vaso de pressão são :

1 – Deverá ser suficiente para compensar o enfraquecimento da parede do vaso provocado pela abertura;

2 – Deverá ser colocado dentro de determinados limites, a partir da extremidade da abertura, para minimizar o efeito de concentração de tensões.

(a) (b)

a a

b b

σσσσ1 = σσσσ.(1 + 2.a / b) σσσσ2 = σσσσ.(1 + 2.b / a)

σσσσ2 = - σσσσ

σσσσ σσσσ

σσσσ1 = - σσσσ

(a) (b)


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Para verificar os limites de reforço, utiliza-se a distribuição de tensões junto a um furo circular num casco cilíndrico, sujeito à pressão interna.

σ1 = (σ / 2).(1 + a2 / r2) – (σ / 2).(1 + 3.a4 / r4).cos(2θ) [θ = π / 2] +

+ (σ / 4).(1 + a2 / r2) – (σ / 4).(1 + 3.a4 / r4).cos(2θ) [θ = 0]

σ1 = (σ / 4).(4 + 3.a2 / r2 + 3.a4 / r4)

Esta tensão decresce rapidamente junto ao furo, quando:

r = a � σ1 = 2,5.σ

r = 2a � σ1 = 1,23.σ

Por este motivo, uma distância da extremidade da abertura igual ao seu raio é usualmente adotada como limite de colocação de reforço na superfície do vaso.

Figura 9.5 – Limites de Reforço Paralelos à Parede do Equipamento

σσσσ

σσσσ

σσσσ / 2 σσσσ / 2

n n

Eixo longitudinal

2,5.σσσσ

1,23.σσσσ

a

r = 2a

θθθθ


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9.2 – PROCEDIMENTOS DE CÁLCULO (ASME Seç.VIII – Div isão 1)

9.2.1 – PESCOÇO DO BOCAL

Conforme a parte UG-45 do Código ASME BPVC, Section VIII, Division 1, a espessura mínima do pescoço de bocais submetidos ao carregamento de pressão interna é definida como a seguir indicado.

tn: maior valor entre t1 e t2

Sendo:

t1 = P.Rn / (S.E - 0,6.P) + C

Rn - raio interno do bocal.

t2: menor valor entre t21 e t22

t21: espessura mínima do componente do equipamento onde se localiza o bocal, considerando uma eficiência de junta soldada E = 1,0 e a sobrespessura de corrosão.

t22: espessura mínima de um tubo de igual diâmetro e Schedule Standard somada a sobrespessura de corrosão.

Conforme requisitos do código ASME, a espessura mínima do pescoço do bocal é definida do seguinte modo:

Espessura mínima do componente [t21]

Menor valor entre t1 e t2: Espessura [t2]

Espessura do tubo Sch STD [t22]

Maior valor entre t1 e t2: Espessura mín. do pescoço bocal [t n]

Espessura mínima requerida do bocal [t1]

Exemplo de determinação da espessura mínima do pesc oço do bocal

Diâmetro nominal: 10 in (DN = 250 mm)

Pressão máxima admissível do equipamento: 15,0 kgf/cm2

Temperatura de projeto: 250oC

Material do pescoço do bocal: SA 106 Gr.B S = 1.202 kgf/cm2 @ Tproj

Diâmetro do costado onde se localiza o bocal: 3.000,0 mm

Material do costado: SA 516 Gr.60 S = 1.202 kgf/cm2 @ Tproj

Sobrespessura de corrosão do equipamento: 3,0 mm

- Espessura mínima do componente:

t21 = P.R / (S.E - 0,6.P) + C = 15,0 x 1.500,0 / (1.202,0 x 1,0 – 0,6 x 15,0) + 3,0 = 21,9 mm

- Espessura do tubo Sch STD

t22: Do document ASME B36.10 � Sch STD = 9,27 mm

t22 = (9,27 – 12,5%) + C = 9,27 – 1,16 + 3,0 = 11,11 mm

t2: menor valor entre t21 e t22 = 11,11 mm

t1 = P.R / (S.E – 0,6.P) + C = 15,0 x 125,0 / (1.202 x 1,0 – 0,6 x 15,0) + 3,0 = 4,26 mm

tn: maior valor entre t1 e t2 = 11,11 mm

Adotado o Schedule XS (t = 12,7 mm)


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9.2.2 – REFORÇO DE ABERTURA

Notação Do - diâmetro externo do bocal Esquema Identificação da Área d - diâmetro interno do bocal, corroído t - espessura do componente, corroído

Área A

tr - espessura requerida do componente tn - espessura do bocal, corroído

Área A1

trn - espessura requerida do bocal Dp - diâmetro da chapa de reforço

Área A2

te - espessura da chapa de reforço h1, h2, h3 - dimensões das soldas

Área A3

h - projeção do bocal para o interior Sv - tensão admissível do componente

Área A41

Sn - tensão admissível do pescoço do bocal Sr - tensão admissível do material do reforço

Área A42

fr1 = Sn / Sv fr2 = menor valor entre: Sn / Sv e Sr / Sv

Área A43

fr3 = Sr / Sv C - sobrespessura de corrosão

Área A5

Figura 9.6 - Dimensões características de bocais e sua nomenclatura

Bocais com diâmetros de abertura inferiores a 3 ½” localizados em cascos ou tampos com espessuras iguais ou inferiores a 3/8” ou bocais com diâmetros de abertura inferiores a 2 3/8” localizados em cascos ou tampos com espessuras superiores a 3/8” não necessitam serem reforçados. O gráfico a seguir representa as condições limites previstas no código ASME Seção VIII – Divisão 1 para aberturas em cascos cilíndricos ou cônicos. Para aberturas em tampos estas estão limitadas a metade do diâmetro do tampo ou, alternativamente, a utilização de um trecho cônico com redução até o diâmetro da abertura.

Dp

Rtrn

tn

te tr

d

h

C

t

ti

2,5t ou 2,5tn + te Usar o menor

h, 2,5t ou 2,5ti Usar o menor

d ou Rn + tn + t Usar o maior

d ou Rn + tn + t Usar o maior

Para bocais com projeção interna Para bocais sem projeção interna


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Figura 9.7 – Critérios para verificação de reforço de abertura do código ASME

a) Área requerida de reforço [mm 2]: A = d.tr + 2.tn.tr.(1 – fr1)

b) Áreas resistentes [mm 2]

Caso I - Abertura com anel de reforço Caso II - Abertura sem reforço

A1: maior valor entre A11 e A12

A11 = d.(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t - tr).(1 – fr1)

A12 = 2.(t + tn).(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t – tr).(1 -fr1)

A1: maior valor entre A11 e A12

A11 = d.(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t - tr).(1 – fr1)

A12 = 2.(t + tn).(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t – tr).(1 -fr1)

A2: menor valor entre A21 e A22

A21 = 5.(tn - trn).fr1.t

A22 = 2.(tn - trn).(2,5.tn + te).fr1

A2: menor valor entre A21 e A22

A21 = 5.(tn - trn).fr1.t

A22 = 5.(tn - trn).tn.fr1

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

A41 = h12.fr2

A42 = h22.fr3

A43 = h32.fr1

A41 = h12.fr2

A43 = h32.fr1

A5 = (Dp – d - 2.tn).te.fr3

Se A < A1 + A2 + A3 + A41 + A42 + A43 + A5, o reforço da abertura é suficiente

Se A < A1 + A2 + A3 + A41 + A43, o reforço da abertura é suficiente

Tabela 9.1 – Fórmulas de Cálculo de Áreas Resistentes

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

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


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Exemplo de cálculo do reforço de abertura sem proje ção interna

Diâmetro nominal: 10 in (do = 273 mm) Esp. nominal pescoço do bocal: 12,7 mm

Pressão máx. adm. do equipamento: 15,0 kgf/cm2 Temperatura de projeto: 250oC

Material do pescoço do bocal: SA 106 Gr.B S = 1.202 kgf/cm2 @ Tproj

Diâmetro do costado: D = 3.000,0 mm Espessura nominal do costado: 25,0 mm

Material do costado: SA 516 Gr.60 S = 1.202 kgf/cm2 @ Tproj

Sobrespessura de corrosão do equipamento: 3,0 mm

Geometria

- Diâmetro interno do bocal corroído: d = 273,0 – 2 x 12,7 + 2 x 3,0 = 253,6 mm

- Espessura do bocal corroído: tn = 12,7 – 3,0 = 9,7 mm

- Espessura do costado corroído: t = 25,0 – 3,0 = 22,0 mm

- Espessura mínima requerida do bocal:

trn = P.R / (S.E – 0,6.P) = 15,0 x 125,0 / (1.202 x 1,0 – 0,6 x 15,0) = 1,26 mm

- Espessura minima requerida do costado:

tr = P.R / (S.E - 0,6.P) = 15,0 x 1.500,0 / (1.202,0 x 1,0 – 0,6 x 15,0) = 18,9 mm

- Dimensão das soldas: h1 = 9,5 mm / h2 = 20,0 mm / h3 = 0,0 mm (sem projeção interna)

- Diâmetro externo da chapa de reforço do bocal: Dp = 450,0 mm

- Espessura da chapa de reforço do bocal: te = 25,0 mm

Relação entre tensões admissíveis

fr1 = Sn / Sv = 1.202,0 / 1.202,0 = 1,0 fr2 = menor valor entre: Sn / Sv e Sr / Sv = 1,0

fr3 = Sr / Sv = 1.202,0 / 1.202,0 = 1,0

Determinação da area requerida

A = d.tr + 2.tn.tr.(1 – fr1) = 253,6 x 18,9 + 2 x 9,7 x 18,9 x (1 – 1,0) = 4.793,0 mm2

Determinação das áreas disponíveis para reforço da abertura

A11 = d.(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t - tr).(1 – fr1) =

= 253,6 x (1,0 x 22,0 – 18,9) – 2 x 9,7 x (1,0 x 22,0 – 18,9) x (1 – 1,0) = 786,2 mm2

A12 = 2.(t + tn).(E1.t - tr) - 2.tn.(E1.t – tr).(1 -fr1) =

= 2 x (22,0 + 9,7) x (1,0 x 22,0 – 18,9) – 2 x 9,7 x (1,0 x 22,0 – 18,9) x (1 – 1,0) = 196,5 mm2

A1: maior valor entre A11 e A12 = 786,2 mm2

A21 = 5.(tn - trn).fr1.t = 5 x (9,7 – 1,26) x 1,0 x 22,0 = 928,4 mm2

A22 = 2.(tn - trn).(2,5.tn + te).fr1 = 2 x (9,7 – 1,26) x (2,5 x 9,7 + 25,0) x 1,0 = 831,3 mm2

A2: menor valor entre A21 e A22 = 831,3 mm2

A3 = 0,0 mm2 (sem projeção interna)

A41 = h12.fr2 = 9,52 x 1,0 = 90,3 mm2 A42 = h2

2.fr3 = 20,02 x 1,0 = 400,0 mm2

A43 = h32.fr1 = 0,0 mm2

A5 = (Dp – d – 2.tn).te.fr3 = (450,0 – 253,6 – 2 x 9,7) x 25,0 x 1,0 = 4.425,0 mm2

A1 + A2 + A3 + A41 + A42 + A43 + A5 = 786,2 + 831,3 + 0,0 + 90,3 + 400,0 + 0,0 + 4.425,0 =

= 6.532,8 mm2 > A (Reforço de abertura suficiente)


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Figura 9.8 – Desenhos Esquemáticos de Ligação Bocal / Vaso


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


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10 – CLASSIFICAÇÃO DE TENSÕES

10.1 - CATEGORIAS DE TENSÕES

Os códigos de projeto classificam as tensões em categorias com características diferentes.

Notação (ASME Seção VIII – Divisão 2):

� Pm – tensão generalizada de membrana primária

� PL – tensão localizada de membrana primária

� Pb – tensão de flexão primária

� Q – tensão secundária (membrana ou flexão)

� F – tensão de pico

10.1.1 – TENSÕES PRIMÁRIAS (Pm, PL, Pb)

São as tensões necessárias para satisfazer as leis de equilíbrio da estrutura, desenvolvidas pela ação de carregamentos impostos. Sua principal característica é de que não é auto-limitante, ou seja, enquanto o carregamento estiver sendo aplicado à tensão continua atuando não sendo aliviada por deformações da estrutura. São tensões que atuam em toda a seção da parede do vaso, produzidas por carregamento mecânicos. Corresponde as tensões mais críticas para a falha do equipamento.

As tensões primárias são geralmente produzidas pelas pressões interna e externa atuantes no equipamento, pesos, esforços e momentos externos. Tensões térmicas nunca são classificadas como tensões primárias. As tensões primárias não devem ultrapassar o escoamento do material, o que produziria deformações permanentes em grande volume do equipamento.

Pm – Tensão de membrana generalizada primária: Ocorre ao longo da seção transversal do vaso. É a tensão remota de descontinuidades geométricas, tais como, interseção entre costado e tampo, cilindros e cones, interseção de bocais e suportes. Como exemplos temos:

1) Tensões circunferenciais e longitudinais devido a pressão;

2) Tensões compressivas e axiais devido ao vento;

3) Tensões longitudinais de flexão em vasos horizontais suportados por selas;

4) Tensões de membrana atuando no centro de tampos planos;

5) Tensões de membrana na parede do pescoço do bocal, na região de reforço, devido a pressão e cargas externas;

6) Compressão axial devido ao peso.

Pb – Tensão de flexão primária: Ocorre devido a cargas de pressão, peso e cargas externas e são capazes de causar o colapso do equipamento. São restritas a poucas regiões de vasos de pressão.

1) Tensões de flexão no centro do tampo plano e centro de tampos conformados;

2) Tensões de flexão em tampos cônicos curtos;

3) Tensões de flexão na região de ligamento de aberturas próximas.

PL – Tensão de membrana primária localizada: Na realidade as tensões de membrana primárias localizadas são a combinação de 2(dois) tipos de tensões. Corresponde a soma de tensões de membrana generalizada (Pm) e tensões de membrana secundárias (Qm), produzidas por pressão, peso e cargas externas (PL = Pm + Qm). Apesar de distintas, estas tensões foram agrupadas para que sejam limitadas as tensões admissíveis que são definidas com critérios para tensões primárias exclusivamente. Dessa forma, existe alguma característica de tensão auto-limitada devido a parcela de tensão secundária, mas como o campo de aplicação da tensão localizada é reduzido, o escoamento do material gera uma redistribuição de cargas para regiões com maior rigidez no equipamento. Uma tensão pode ser considerada como local se à distância na direção meridional, na qual a intensidade de tensões ultrapassa 1,1.Sm não excede √R.t.


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10.1.2 – TENSÕES SECUNDÁRIAS (Q)

São as tensões desenvolvidas por restrições a deformações e compatibilidade de deslocamentos em pontos de descontinuidades. A característica básica desse tipo de tensão é sua capacidade de auto-limitação pela deformação. Assim, o escoamento local do material e menores deformações ocasionam a redistribuição dos esforços e tensões, reduzindo a tensão na região. As tensões secundárias não causam falha estrutural devido ao efeito local e a proximidade de regiões com maior rigidez no equipamento. Normalmente são associadas a descontinuidades geométricas e podem ser produzidas por outras cargas, além da pressão atuante no equipamento. Por exemplo, cargas radiais em bocais produzem tensões secundárias na junção do bocal com o vaso. Tensões devido a descontinuidades são consideradas como secundárias se a extensão de atuação destas tensões ao longo do equipamento é limitada. Um limite utilizado para as regiões secundárias é √Rm.t. Além desse limite, as tensões são consideradas como primárias. Outra limitação de tensões secundárias é que outra descontinuidade deve estar afastada de uma distância superior a 2,5.√Rm.t, o que evita efeitos de adição entre áreas próximas. As tensões secundárias podem ser de membrana e flexão, exemplificadas a seguir.

1) Tensões secundárias de membrana (Qm): a. Tensões axiais na junção do anel com o cubo do flange; b. Tensões térmicas; c. Tensões de membrana na região tórica de tampos;

2) Tensões secundárias de flexão (Qb): a. Tensões de flexão em regiões de descontinuidades geométricas (bocais, suportes, ...); b. Gradiente de tensões ao longo da espessura devido a pressão interna; c. Tensões de flexão em regiões de anéis de reforço

10.1.3 – TENSÕES DE PICO (F)

São tensões extremamente localizadas que causam deformações e distorções reduzidas podendo contribuir exclusivamente para fenômenos cíclicos e para intensificação de tensões para efeitos de fratura frágil. Como exemplos, temos:

1) Tensões em regiões de canto (corner) de descontinuidades;

2) Tensões térmicas na parede do equipamento causadas por alterações súbitas na temperatura da superfície do material;

3) Tensões térmicas em clads e revestimentos obtidos por depósito de solda (overlay);

4) Tensões devido a efeitos de concentradores (notch effect).


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Componente Localização Origem da Tensão Tipo de Tensão Classificação

Membrana geral Pm Pressão interna Gradiente ao longo da

espessura Q

Membrana Q

Chapa do costado, remoto de descontinuidades Gradiente térmico

axial Flexão Q

Membrana localizada PL

Flexão Q Perto de bocais e outras aberturas

Esforços axiais e/o momentos fletores aplicados ao bocal, e/ou pressão interna Pico (filete ou canto) F

Membrana Q Qualquer localização

Diferença de temperatura entre o costado e o tampo Flexão Q

Membrana Pm

Qualquer costado incluindo cilindros, cones, esferas e tampos conformados

Distorções no costado, tais como ovalizações e amassamentos

Pressão interna Flexão Q

Tensão de membrana determinada através da espessura, remota de descontinuidades; Componentes de tensão perpendiculares a seção transversal

Pm

Qualquer seção transversal do vaso

Esforço axial, momento fletor aplicado ao cilindro ou cone e/ou pressão interna Tensão de flexão na

espessura; Componentes de tensão perpendiculares a seção transversal

Pb

Membrana PL

Costado cilíndrico ou cônico

Junção com tampo ou flange

Pressão interna Flexão Q

Membrana Pm Centro Pressão interna

Flexão Pb

Membrana PL (Nota 1)

Tampo conformado ou cônico Junção com o

costado e toro Pressão interna Flexão Q

Membrana Pm Região central Pressão interna

Flexão Pb

Membrana PL Tampo plano

Junção com o costado Pressão interna

Flexão Q (Nota 2)

Membrana (ao longo da seção transversal)

Pm

Flexão (media na largura do ligamento e gradiente através da chapa)

Pb

Ligamento típico em um padrão uniforme

Pressão

Pico F

Membrana Q Flexão F

Tampo ou costado perfurado

Ligamento atípico ou isolado Pressão

Pico F


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Componente Localização Origem da Tensão Tipo de Tensão Classificação

Membrana geral Pm

Dentros dos limites de reforço

Pressão e cargas externa, incluindo aquelas atribuídas a restrições a dilatações térmicas de tubulações conectadas

Flexão outras que tensões devido a descontinuidades geométricas, determinada ao longo da espessura do bocal

Pm

Pressão e cargas externas axiais, de cisalhamento e torsonais, incluindo as restrições a dilatações térmicas de tubulações conectadas

Membrana geral Pm

Membrana PL

Pressão, cargas externas e momentos, excl. as restrições a dilatações térmicas de tubulações conectadas

Flexão Pb

Membrana PL

Flexão Q

Fora dos limites do reforço

Pressão e todas as cargas externas e momentos Pico F

Membrana PL

Flexão Q Descontinuidades geométricas

Pico F Membrana Q Flexão Q

Bocal

Parede do bocal

Expansão diferencial Pico F

Membrana F Clad Qualquer Expansão diferencial

Flexão F

Tensão linear equivalente (Nota 4)

Q Qualquer Qualquer

Distribuição de temperatura radial (Nota 3) Distrib. não linear de

tensões F

Qualquer Qualquer Qualquer Conc. de tensões F

Notas: (1) Considerações devem ser feitas em relação a possibilidade de deformações excessivas e

“wrinkling”em vasos com elevadas relações de diâmetro e espessura; (2) Se o momento de flexão na extremidade é requerida para manter a tensão de flexão na região

central em limites aceitáveis, a flexão na extremidade é classificada como Pb, de outra forma, a tensão é classificada como Q;

(3) Considerar a possibilidade de colapso incremental; (4) Tensão linear equivalente é definida como a distribuição de tensões lineares que possui o mesmo

momento fletor da distribuição de tensões reais.

Tabela 10.1 - Classificação de tensões conforme Tabela 5.6 do ASME Seção VIII – Divisão 2 – Edição 2007


79 / 137

Primárias Categoria de

Tensões Membrana Geral

Membrana Local Flexão

Membrana + Flexão

Secundária Pico

Descrição (Para exemplos, ver a Tabela 5.2)

Tensão primária média através da seção. Exclui descontinuidades e concentração de tensões. Produzida somente por cargas mecânicas.

Tensão média através qualquer seção. Considera descontinuidades mas não concentrações. Produzida somente por cargas mecânicas.

Componente das tensões primárias proporcional à distância para o centróide da seção. Exclui descontinuidades e concentrações. Produzida somente por cargas mecânicas.

Tensões auto-equilibradas necessárias para satisfazer a continuidade da estrutura. Ocorre em descontinuidades estruturais. Podem ser causadas por cargas mecânicas ou expansão térmica diferencial. Exclui concentradores de tensões locais.

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

Símbolo Pm PL Pb Q F

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

NOTES : (1) This limitation applies to the range of stress intensity. The quantity SPS is defined as three times the

average of the tabulated S values for the highest and lowest temperatures during the operating cycle. In determination of the maximum primary-plus-secondary stress range, it may be necessary to consider the superposition of cycles of various origins that produce a total range greater than the range of any of the individual cycles. The value of 3.S may vary with the specific cycle, or combination of cycles, being considered since the temperature extremes may be different in each case. Therefore, care must be exercised to assure that the applicable value of 3.S for each cycle, and combination of cycles, is not exceeded.

(2) Sa is obtained from the fatigue curves. The allowable stress for the full range of fluctuation is 2.Sa. (3) The symbols Pm, PL, Pb, Q and F do not represent single quantities, but rather sets of six quantities representing the six stress components σt, σl, σr, τtb, τlr, and τrt.

PL + Pb + Q + F

PL + Pb + Q

PL + Pb

PL

Pm S

SPS

1,5S

1,5S

Sa

Cargas de Projeto

Cargas de operação

Nota 1


80 / 137

10.2 - CARACTERIZAÇÃO DAS TENSÕES

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

Figura 10.3 – Plastificação inicial e formação da rótula plástica

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

( ) IMz

ANz +=σ

Onde : A = 2hb

I = (2/3)bh3

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

( ) ( ) y2 σ2bh

3M2hb

N =+ (1)

Parcialmente Plástico

Totalmente Plástico

2h

b

+ = σ σ σ σy σy σy

-σy

z z z

Elástico

Membrana Flexão

z

dz

z +h

-h

N

M

ho


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Após o escoamento, se aumentada a carga aplicada, a plastificação irá se espalhar pela parede do vaso. Para um material com comportamento perfeitamente plástico, o estado limite da viga corresponde a uma plastificação em toda a seção transversal, o que significa a formação da rótula plástica. Matemáticamente, a distribuição de tensões é expressa como :

σy z > - ho

σ (z) = -σy z < - ho

Nas equações de equilíbrio: ∫−

σ=h

h

zdzbM � ( )

σ−+σ= ∫∫

−

−−

o

o

h

h

y

h

h

y zdzzdzbM

−

σ=

−

−−

o

o

h

h

2h

h

2

y 2z

2z

bM �

−−

−σ=

2h

2

h

2

h

2h

bM22

o2o

2

y � ( )2o

2y hhbM −σ=

( ) ( ){ }hhhhbdzdzbN ooy

h

h

h

h

yy

o

o

+−−+σ=

σ−+σ= ∫ ∫

−

−

−

� N = 2bhoσy ⇒ y

o b2N

hσ

=

σ−σ=⇒

2

y

2y b2

NhbM �

−=

2y

22

22

y σh4b

N1h

bσ

M

1bh2N

bh

M2

y2

y

=

σ+

σ Condição Limite (2)

Considerando ainda as seguintes restrições: M / (σy.b.h2) ≤ 1

[N / (2.b.h.σy)]2 ≤ 1

É possível obter o gráfico de interação de carregamentos, conforme figura a seguir.

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


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Para uma viga em flexão pura (N = 0), o momento limite é dado por : ML = σy.b.h2

Se utilizada a equação (1), verifica-se que o momento necessário para o início do escoamento na fibra mais externa é : MY = (2/3).σy.b.h2.

Conclui-se que ML / MY = 1,5.

Se substituirmos N / 2.b.h = Pm (tensão elástica de membrana) e 3M / (2.b.h2) = Pb (tensão elástica de flexão, é possível modificar o gráfico anterior).

Através da equação (1), temos : Pm + Pb = σy � Condição do início do escoamento

A condição limite é dada pela equação (2) : (2/3)(Pb / σy) + (Pm / σy)2 = 1

Considerando as limitações adicionais:

Pm ≤ (2/3)σy (Pm + Pb) ≤ σy

Obtêm-se o gráfico utilizado pelo código ASME para limites de tensões para carregamentos primários, representado pela figura abaixo.

Figura 10.5 – Limites admissíveis para tensões primárias

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

y

bm

y

max PPσ+=

σσ

1PP

32

2

y

m

y

b =

σ+

σ

bh2N

Pm =

2b bhM

23

P =

1P

y

m =σ

y

mPσ

( )1

PP

y

bm =σ+

CONDIÇÃO LIMITE

1,0

1,0 0 2/3

ybm PP σ≤+

( ) ym 32P σ≤

REGIÃO DE PROJETO

67,1

PP

y

bm =σ+

ESCOAMENTO INICIAL


83 / 137

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

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

Pm + Pb + Q < 3.Sm

y

C

BA

Limite de Shakedown

S /

Sy

ε / ε

Range elástico = 2.Sy

Figura 10.6 – Shakedown

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

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

E

D

Pm + Pb + Q < 3.Sm

y

C

BA

Plasticidade Reversa

S /

Sy

ε / ε


Figura 10.7 – Plasticidade Reversa


84 / 137

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

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

M

LK

J

I

HG

FE

D

Pm + Pb + Q < 3.Sm

y

C

BA

Colapso IncrementalS

/ S

y

ε / ε


Figura 10.8 – Colapso Incremental


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

Figura 10.9 - Interação entre Tensões Primárias e Secundárias

εεεε

σσσσ

Colapso

εεεε

σσσσ

Ratchetting

εεεε

σσσσ

Fadiga de Baixo Ciclo

εεεε

σσσσ

εεεε

σσσσ

Shakedown elástico

Comportamento totalmente elástico

0 1 Sprimária/Sy

Ssecundária/Sy

2 1

0


86 / 137

11 – FADIGA

11.1 - INTRODUÇÃO

DEFINIÇÃO 1 (Autor): Fadiga é um mecanismo de dano associado à aplicação de ciclos de carregamento simples ou aleatórios que provocam a iniciação e propagação de defeitos no material, e que levam à condição de ocorrência de falha em níveis de carregamento abaixo da resistência estática inicial da estrutura.

DEFINIÇÃO 2 (ASTM): Fadiga é um processo de alteração estrutural de caráter permanente, progressivo e localizado, que ocorre em um material sujeito a condições que produzam tensões ou deformações cíclicas em um ponto ou em vários pontos do componente, e que podem ocasionar trincas e fratura completa após um número suficiente de ciclos de variações de carregamento.

A presença de carregamentos cíclicos com tensões geradas abaixo do escoamento do material pode ser suficiente para a nucleação de trincas em pontos de concentração de tensões ou imperfeições superficiais do material, e sua posterior propagação até a falha do componente. Após iniciadas, a taxa de crescimento destas trincas possui grande dependência de fatores metalúrgicos, sendo, portanto necessário um estudo baseado em resultados muitas vezes obtidos em laboratórios.

O desenvolvimento progressivo de uma trinca ocorre sob influência de aplicações repetidas de tensão, que muitas vezes são inferiores às necessárias para provocar a fratura do componente sob carga monotonicamente crescente ou à tensão de escoamento do material.

A fadiga de alto ciclo é caracterizada por variações de tensões controladas e inferiores ao escoamento do material, a deformação plástica é limitada a pontos de concentração de tensões (pequenas deformações plásticas). A variação de tensão é a variável controlada.

A fadiga de baixo ciclo, ao contrário da anterior, se caracteriza por deformações plásticas em nível mais elevado, não se restringindo apenas aos pontos de concentração de tensões. A variação de tensões é nesse caso superior ao escoamento do material. A deformação é a variável controlada.

Os resultados de uma metodologia de fadiga baseado em tensões (SN) ou deformações (εN), normalmente são obtidos para ensaios em corpos de prova com tensão média baixa ou nula.

O comportamento do material à fadiga é dependente de fatores metalúrgicos do material, acabamento superficial do componente, presença de concentradores de tensões, nível de variação de tensões ou deformações, nível de tensão média no ciclo, seqüência de carregamento, tipo de carregamento, presença de sobrecargas trativas ou compressivas, meio agindo sobre o material, estatística e variabilidade de comportamento do material, e outros.

Verifica-se que a previsão de vida útil de um componente cujo mecanismo de dano à fadiga se manifeste não é simples e pode envolver um estudo elaborado. A forma mais comum de tratar desse problema complexo é a definição de uma norma de projeto e uso dos critérios estabelecidos por ela.

O processo de fadiga envolve as seguintes fases, representadas na figura abaixo.

Nucleação da trinca

Crescimento microscópico da trinca

Propagação da trinca

Falha final

Período de PropagaçãoPeríodo de Iniciação

Vida Útil à Fadiga

Figura 11.1 – Processo de dano por fadiga

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


87 / 137

A figura a seguir faz uma representação da vida útil à fadiga de uma descontinuidade propagando no material. Como citado anteriormente, a fadiga envolve uma fase de iniciação, não detectável pela inspeção da estrutura, e que pode corresponder a um percentual elevado da vida útil do componente.

NR = NI + NP

NI: número de ciclos de iniciação;

NP: número de ciclos de propagação.

Figura 11.2 – Esquematização da vida útil à fadiga de um componente

Para a caracterização de um ciclo de carregamento na estrutura pode-se considerar uma variação de tensões constante entre um valor máximo (σmáx) e um valor mínimo (σmín), e assim definir a amplitude da variação de tensões (σa) e a tensão média (σm), como abaixo.

Figura 11.3 – Variação cíclica de tensões

σa = (σmáx - σmín) / 2 σm = (σmáx + σmín) / 2

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

1 m

100 mm

10 mm

1 mm

100 µµµµm

10 µµµµm

1 µµµµm

1000 A

100 A

10 A

1 A

Vida Finita Vida Infinita

Trinca detectada por END

Trinca não propaga

Trinca sem propagação

Tamanho de grão

Distância interatómica

Mac

rotr

inca

M

icro

trin

ca

Inic

iaçã

o

0 20 40 60 80 100% % Vida útil à fadiga

A partir de uma trinca

A partir de uma inclusão

A partir de uma Superfície polida

1 ciclo de tensão

Tempo

Ten

são

Ten

são

med

ia

σ m

Ten

são

min

ima

σ min

Ten

são

max

ima,

σm

ax

σ a

2σa


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

Figura 11.4 – Representação de um carregamento cíclico aleatório

Figura 11.5 – Falha por fadiga em fuselagem de avião

Tempo Tensão


89 / 137

11.2 – CURVA SN

Como parte de um estudo de causas de falha de eixos de vagões ferroviários, Wohler entre 1852 e 1869, desenvolveu máquinas de ensaios de flexão rotativa e concluiu por algumas das leis de comportamento à fadiga, quais sejam:

a. O aço pode falhar sob um nível de carregamento inferior ao limite exigido para o comportamento estático e também inferior a tensão de escoamento quando o carregamento é aplicado um número determinado de ciclos;

b. A falha não ocorre, independente do número de ciclos aplicados, para um nível de carregamento inferior a um limite de fadiga, característico do material.

Este estudo permitiu a definição da denominada curva SN do material.

Figura 11.6 - Resultados de ensaios de fadiga com flexão rotativa obtidos por Wohler

Apesar dos resultados de Wohler, observa-se que alguns materiais, tais como o aço e o titânio, descrevem um valor assintótico denominado como tensão limite de fadiga. Outros materiais, tais como o alumínio e ligas de cobre, não possuem um limite de fadiga bem estabelecido. Para estes materiais convenciona-se como limite de fadiga a tensão correspondente a 108 ciclos na curva SN.

Figura 11.7 – Exemplos de curvas SN e limites de fadiga

Aço ou titânio

Ligas de alumínio ou cobre

σσσσfo

σσσσo σσσσfo - Tensão limite de fadiga

104 a 105 106 108

Nr (log)

∆∆ ∆∆ σσ σσo (

log)

∆∆∆∆σσσσ

N

Ciclo de Tensões [+]

[-]

0


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As tabelas a seguir indicam relações entre os valores de resistência e limite à fadiga com o limite de resistência do material para as diversas solicitações e materiais.

Tabela 11.1 – Limite à fadiga de materiais

Material Se N Condição

Ferro Fundido 0,35.SR

Ligas de Cobre 0,25 a 0,5.SR 2 x 107

Latão 0,22.SR

0,40.SR 108 Extrudada Ligas de Magnésio

0,36.SR 108 Forjada

Ligas de Titânio 0,40 a 0,70.SR

Liga de Zinco 0,17.SR

Aços Fundidos 0,48.SR

Tabela 11.2 – Limite e resistência à fadiga de aços

Nf (ciclos) Flexão Rotativa Axial, tração / compressão Torção alternada

103 Sf = 0,8.SR Sf = 0,75.SR Sf = 0,68.SR Aços Forjados

106 Se = 0,5.SR Se = 0,425.SR Se = 0,29.SR

Aços Inoxidáveis Se = 0,4.SR

Tabela 11.3 - Cyclic endurance limit of some common engineering alloys.

Material Condition σσσσTS (MPa) σσσσy (MPa) σσσσe (MPa) All alloysa 2024 T3 483 345 138 6061 T6 310 276 97 Steelsb 1015 Annealed 455 275 240 1015 60% CW 710 605 350 1040 Annealed 670 405 345 4340 Annealed 745 475 340 4340 Q&Tƒ (204oC) 1950 1640 480 4340 Q&Tƒ (538oC) 1260 1170 670 HY140 Q&Tƒ (538oC) 1030 980 480 a Endurance limit based on 5 x 108 cycles. Source: Aluminum Standards and Data, The Aluminum Association, New York, 1976. b Endurance limit based on 107 cycles. Source: Structural Alloys Handbook, Mechanical Properties Data Center, Traverse City, Michigan, 1977. ƒ Refers to quenched and tempered condition; the data within parentheses refer to tempering temperature.


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Tabela 11.4 - Fatigue Endurance Limit of Selected Engineering Alloys

Material Condition σσσσts MPa (ksi)

σσσσys MPa (ksi)

σσσσf MPa (ksi)

Steel Alloysa (Endurance limit based on 107 cycles) 1015 Cold drawn–0% 455 (66) 275 (40) 240 (35) 1015 Cold drawn–60% 710 (102) 605 (88) 350 (51) 1040 Cold drawn–0% 670 (97) 405 (59) 345 (50) 1040 Cold drawn–50% 965 (140) 855 (124) 410 (60) 4340 Annealed 745 (108) 475 (69) 340 (49) 4340 Q&T (204oC) 1950 (283) 1640 (238) 480 (70) 4340 Q&T (427oC) 1530 (222) 1380 (200) 470 (68) 4340 Q&T (538oC) 1260 (183) 1170 (170) 670 (97) HY140 Q&T (538oC) 1030 (149) 980 (142) 480 (70) D6AC Q&T (260oC) 2000 (290) 1720 (250) 690 (100) 9Ni-4Co-0,25C Q&T (315oC) 1930 (280) 1760 (255) 620 (90) 300M - 2000 (290) 1670 (242) 800 (116) Aluminum Alloysb (Endurance limit based on 5 x 108 cycles) 1100-0 90 (13) 34 (5) 34 (5) 2014-T6 483 (70) 414 (60) 124 (18) 6061-T6 310 (45) 276 (40) 97 (14) 7075-T6 572 (83) 503 (73) 159 (23) Titanium Alloysc (Endurance limit based on 107 cycles) Ti-6Al-4V 1035 (150) 885 (128) 515 (75) Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo 895 (130) 825 (120) 485 (70) Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr 1185 (172) 1130 (164) 675 (98) Copper Alloysc (Endurance limit based on 108 cycles) 70Cu-30Zn Brass Hard 524 (76) 435 (63) 145 (21) 90Cu-10Zn Hard 420 (61) 370 (54) 160 (23) Magnesium Alloysc (Endurance limit based on 108 cycles) HK31A-T6 215 (31) 110 (16) 62–83 (9–12) AZ91A 235 (34) 160 (23) 69–96 (10–14) a Strucutural Alloys Handbook, Mechanical Properties Data Center, Traverse City, MI, 1977. b Aluminium Standards and Data, 1976, The Aluminum Association, New York, 1976 (See source for restrictions on use of data in design). c Materials Engineering 94 (6) (Dec.1981), Penton/IPC Publication, Cleveland, OH.


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As curvas SN para um número de ciclos superior a 104 a 105 definem um comportamento elástico do material. Para valores inferiores, a fadiga pode estar sendo estabelecida pelas deformações plásticas.

Se obtida a amplitude de deformação total como sendo a soma da parcela elástica e a parcela plástica da deformação, obtêm-se:

∆εT / 2 = ∆εe / 2 + ∆εp / 2

NOTAÇÃO:

∆εe / 2: amplitude de deformação elástica;

E: módulo de elasticidade;

σa: amplitude de tensão;

σf’: coeficiente de resistência à fadiga (interseção em 2Nf = 1)

Nf: ciclos reversos completos até a fratura por fadiga

2Nf: número de ciclos reversos até a fratura

b: expoente de resistência à fadiga

∆εp / 2: amplitude de deformação plástica

εf’: coeficiente de ductilidade à fadiga

c: expoente de ductilidade à fadiga (propriedade do material entre -0,5 e -0,7)

Para o comportamento elástico (Relação de Basquin): ∆εe.E / 2 = σa = σf’(2Nf)

b

10

100

1000

10000

1,0E+00 1,0E+01 1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07 1,0E+08

Am

plitu

de d

e D

efor

maç

ão o

u Te

nsõe

s E

lást

icas

[MP

a]

Número de Ciclos Reversos (2N f)

Fadiga de Alto Ciclo - Regime Elástico

σσσσa = σσσσ 'f(2Nf)b = 1200.(2Nf)-0,09

σσσσ ' f = 1200 MPa (Fatigue Strength Coefficient)

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

Figura 11.8 – Comportamento à fadiga de alto ciclo


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Para o comportamento plástico (Relação de Mason-Coffin): ∆εp / 2 = εf’.(2Nf)

c

1,0E-05

1,0E-04

1,0E-03

1,0E-02

1,0E-01

1,0E+00

1,0E+00 1,0E+01 1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07 1,0E+08

Am

plitu

de d

e D

efor

maç

ão P

lást

ica

Número de Ciclos Reversos (2Nf)

Fadiga de Baixo Ciclo - Regime Elasto-Plástico

∆ε∆ε∆ε∆εp / 2 = εεεε ' f(2Nf)c = 0,58.(2Nf)-0,57

εεεε 'f = 0,58 (Fatigue Ductility Coefficient)

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

Figura 11.9 – Comportamento à fadiga de baixo ciclo

Se somadas as parcelas elástica e plástica das amplitudes de deformações, é possível descrever a curva de fadiga SN.

∆εT / 2 = ∆εe / 2 + ∆εp / 2 = σf’(2Nf)

b / E + εf’.(2Nf)

c

1,0E+01

1,0E+02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+00 1,0E+01 1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07 1,0E+08

Am

plitu

de d

e Te

nsõe

s [M

Pa]

Número de Ciclos Reversos (2Nf)

Curva Fadiga - SN

Alto Ciclo

Baixo Ciclo

Curva SN (soma dos efeitos)

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


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Tabela 11.5 - Cyclic strain-life data for some engineering metals and alloys

Material Condition σσσσy♣♣♣♣ (MPa) σσσσf

’ (MPa) εεεεf’ b C

All alloys ƒƒƒƒ

1100 annealed 97 193 1,80 -0,106 -0,69

2014 T6 462 858 0,42 -0,106 -0,65

2024 T351 379 1103 0,22 -0,124 -0,59

5456 H311 234 724 0,46 -0,110 -0,67

6075 T6 469 1317 0,19 -0,126 -0,52

Steels ƒƒƒƒ

1015 Aircooled 228 827 0,95 -0,110 -0,64

4340 tempered 1172 1655 0,73 -0,076 -0,62

Ti alloys ƒƒƒƒ

Ti-6Al-4V solution-treated + aged 1185 2030 0,841 -0,104 -0,69

Ni-base alloys ƒƒƒƒ

Inconel X annealed 700 2255 1,16 -0,117 -0,75 ƒ Source: Osgood, 1982

♣ Refers to the monotonic yield strength

As metodologias de projeto à fadiga utilizam a definição de classes para as juntas soldadas, que consideram a geometria, a direção das tensões alternadas e os métodos de fabricação e inspeção da junta soldada. As tabelas de classificação do detalhe estrutural soldado das normas são baseadas na geometria da junta e na direção dominante do carregamento. Conforme norma inglesa PD-5500 – Anexo C, as curvas de fadiga são definidas pela equação: Sr

m.N = A

Onde: Sr – range de variação de tensões;

m – inclinação da curva (m = 3,0 para curvas de espécimes soldados; m = 3,5 para a curva C, correspondente a espécimes sem solda);

Figura 11.11 – Curvas SN – juntas soldadas


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Tabela 11.6 - Table C.1 Details of fatigue design curves

Constants of S-N curve

for N < 10 7 cycles for N > 10 7 cycles Class

m A[2] m A[2]

Stress range at N = 107 cycles

[N/mm 2]

C[1] 3.5 4.22 x 1013 5.5 2.55 x 1017 78

D 3 1.52 x 1012 5 4.18 x 1015 53

E 3 1.04 x 1012 5 2.29 x 1015 47

F 3 6.33 x 1011 5 1.02 x 1015 40

F2 3 4.31 x 1011 5 5.25 x 1014 35

G 3 2.50 x 1011 5 2.05 x 1014 29

W 3 1.58 x 1011 5 9.77 x 1013 25

[1] If Sr > 766 N/mm2 or N < 3380 cycles, use class D curve

[2] for E = 2.09 x 106 N/mm2

As curvas de fadiga do PD-5500 foram obtidas para uma curva média subtraída de 4(quatro) desvios padrões, correspondendo a um probabilidade de falha bastante reduzida. Essas curvas representam um fator de redução de 2,2 na amplitude de tensões e 15 no número de ciclos, em relação as curvas médias. Cabe observar que os pontos experimentais obtidos para o traçado das curvas médias foram determinados para espécimes com solda, cujos tipos de soldas são representados pelas classes de juntas soldada. 11.3 – MÉTODOS DE MELHORIA NA VIDA À FADIGA

Diversos são os métodos empregados para a melhoria do comportamento do material à fadiga. Basicamente a ação destes métodos consiste na redução de tensões residuais ou imposição de um campo de tensões compressivo e pela redução de concentradores de tensões geométricos. São descritos a seguir os métodos mais utilizados na indústria.

11.3.1 - MÉTODOS GRIDING E TIG DRESSING

São métodos que se baseiam na remoção ou redução da dimensão da solda e extensão do período de iniciação de trincas.

GRIDING: O objetivo principal é remover ou reduzir o concentrador de tensões no pé da solda.

Figura 11.12 – Equipamento para a operação de griding

A qualidade da remoção depende da habilidade do operador.


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Figura 11.13 – Esquematização da operação de griding

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

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


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Figura 11.16 – Soldas com e sem a qualidade na operação de griding

TIG DRESSING: O objetivo do método é remover defeitos no pé da solda pela re-fusão do material, o que reduz o concentrador de tensões local.

Alguns parâmetros comuns para esta operação são os seguintes:

Gás da atmosfera de soldagem Argonio ou Argonio + Hélio

Diâmetro do eletrodo 3,0 a 4,0 mm

Voltagem 12 a 17 V

Corrente 160 a 250 Amp

Velocidade de soldagem 80 a 160 mm/min

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

Eletrodo não utilizado

Eletrodo contaminado, utilizado em chapa oxidada

Figura 11.18 – Eletrodos novo e usado – TIG dressing


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Figura 11.19 – Posição / orientação do TIG dressing

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

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


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11.3.2 - MÉTODOS MARTELAMENTO (HAMMER PEENING), NEEDLE PEENING E SHOT PEENING

São métodos que se baseiam na redução das tensões residuais e geração de um campo de tensões compressivo na região da solda.

MARTELAMENTO: Efetuado durante a soldagem ou na solda final acabada.

Figura 11.22 – Equipamento para martelamento

Figura 11.23 – Efeito deletério do martelamento

Figura 11.24 – Esquema de operação de martelamento


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Aceitável

Não aceitável

Figura 11.25 – Solda com e sem martelamento aceitável

NEEDLE PEENING: Operação similar ao martelamento, realizada com equipamento que possui uma ferramenta com geometria diferente, como se fossem martelos com diâmetro reduzido.

Figura 11.26 – Equipamento para a operação de Needle Peening


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

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

Figura 11.28 – Benefícios do shot peening na vida à fadiga de aços com diferentes níveis de resistência mecânica. O limite de fadiga para 2 x 106 ciclos versus a resistência mecânica do material é apresentado no gráfico.


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11.4 – CRITÉRIOS DO CÓDIGO ASME SEÇÃO VIII – DIVISÃ O 2

11.4.1 – CONCEITOS BÁSICOS

Uma avaliação da fadiga deve ser realizada se o componente é sujeito a operação cíclica, baseda no número de ciclos aplicados e a variação de tensões em um ponto do componente. De acordo com o ASME Seção VIII – Divisão 2, Part 5.5 (Protection Against Failure From Cyclic Loading), o projeto considerando fadiga deverá ser realizado a partir da avaliação de critérios definidos para os ciclos previstos de carregamento para o equipamento.

As curvas de fadiga são tipicamente representada através de espécimes usinados, com e sem soldas. Os espécimes com soldas utilizam detalhes de solda consistentes com a qualidade da fabricação do equipamento.

Os espécimes sem soldas podem ser utilizados para a avaliação de componentes com ou sem soldas, mas os espécimes com soldas devem ser utilizados apenas para componentes na região das soldas. Os espécimes sem soldas são aplicáveis para um número de ciclos acima do número máximo definidos pelas curvas. Os espécimes com soldas podem ser utilizados para qualquer número de ciclos.

Somente as tensões variáveis devem ser consideradas para a avaliação de fadiga, desde que as curvas sejam ajustadas para o valor da tensão média. As curvas de fadiga do código ASME baseadas em espécimes sem soldas são ajustadas para o máximo efeito de tensões e deformações médias. As curvas de fadiga do código ASME para espécimes com solda incluem ajustes explícitos para a espessura e efeitos das tensões médias.

As curvas adotadas pelo ASME são ajustadas de forma a não ser necessária à consideração da tensão média. As curvas são ajustadas para um número de ciclos N para a falha, em uma tensão alternada σa, sem a necessidade de considerar a tensão média atuante no ciclo.

As curvas do código ASME Seção VIII – Divisão 2 são baseadas em variações de deformação. A tensão é calculada como um valor fictício : σ = ε.E

Figura 11.29 – Obtenção das curvas de fadiga ASME

Os fatores aplicados a variação de tensões e ao número de ciclos tem o objetivo de compensar o acabamento superficial e as dimensões do espécime.

De acordo com o Anexo 3F do ASME Seção VIII – Divisão 2, as curvas de fadiga dos materiais são apresentadas para Espécimes com e sem soldas.


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11.4.2 – CURVAS DE FADIGA DE PROJETO DE ESPÉCIMEM SEM SOLDAS

As curvas de fadiga são apresentadas pelo código em termos de uma função polinominal. As constantes, Cn são fornecidas para diferentes materiais. Para aços carbono, baixas liga, Séries 4XX e aços de alta resistência, com temperatura não excedendo 371oC (700oF) onde σuts ≤ 552 MPa (80 ksi), os valores são indicados na Tabela 3.F.1.

O número de ciclos de projeto, N, podem ser calculados pela equação a seguir ou da Tabela 3.F.10 baseado na amplitude de tensões, Sa, que é determinada de acordo com a Part 5 do ASME Seção VIII – Divisão 2.

=

FC

TX

E

E.10N

Onde: 5

us

a10

4

us

a8

3

us

a6

2

us

a4

us

a2

5

us

a11

4

us

a9

3

us

a7

2

us

a5

us

a31

C

SC

C

SC

C

SC

C

SC

C

SC1

C

SC

C

SC

C

SC

C

SC

C

SCC

X

+

+

+

+

+

+

+

+

+

+

=

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

Tabela 11.7 – Reprodução da Tabela 3.F.1 – Coeficients for Fatigue Curve 110.1 – Carbon, Low Alloy, Series 4XX, High Alloy Steels, and High Tensile Strength Steels for Temperatures not Exceeding 371oC (700oF) - σuts ≤ 552 MPa (80 ksi)

Coefficients, C i 48 ≤≤≤≤ Sa < 214 (MPa)

7 ≤≤≤≤ Sa < 31 (ksi)

214 ≤≤≤≤ Sa ≤≤≤≤ 3999 (MPa)

31 ≤≤≤≤ Sa ≤≤≤≤ 580 (ksi)

1 2,254510E+00 7,999502E+00

2 -4,642236E-01 5,832491E-02

3 -8,312745E-01 1,500851E-01

4 8,634660E-02 1,273659E-04

5 2,020834E-01 -5,263661E-05

6 -6,940535E-03 0,0

7 -2,079726E-02 0,0

8 2,010235E-04 0,0

9 7,137717E-04 0,0

10 0,0 0,0

11 0,0 0,0

Note: EFC = 195E3 MPa (28,3E3 ksi)


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Curvas Fadiga ASME Seção VIII - Divisão 2

1

10

100

1000

10000

1.0E

+00

1.0E

+01

1.0E

+02

1.0E

+03

1.0E

+04

1.0E

+05

1.0E

+06

1.0E

+07

1.0E

+08

1.0E

+09

1.0E

+10

1.0E

+11

Número de Ciclos

Am

plitu

de d

e T

ensõ

es [M

Pa]

3.F.1

3.F.2

3.F.3

3.F.4 Curva A

3.F.4 Curva B

3.F.5 Curva C

3.F.5

3.F.6

3.F.7

3.F.8

3.F.9 (2)

3.F.9 (3)

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


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12 – MATERIAIS

12.1 – INTRODUÇÃO

A seleção dos materiais adequados a cada uma das partes de um vaso de pressão é um dos problemas mais difíceis para o projetista do equipamento. Os fatores gerais de influência na seleção de materiais são:

� Condições de serviço do equipamento (Pressão e Temperatura de Operação);

� Nível e natureza das tensões atuantes;

� Fluídos em contato (Natureza e concentração ,impurezas, etc...);

� Custo e Segurança;

� Facilidade de fabricação (Soldabilidade, conformação, etc...);

� Tempo de vida previsto para o equipamento;

� Disponibilidade;

� Experiência prévia.

Para os cascos, tampos e todas as outras partes do vaso submetidas à pressão exige-se que sejam especificados no projeto materiais qualificados. Como regra geral só são admitidos materiais qualificados reconhecidos pelas normas ASME Seção II e Seção VIII.

O material mais comumente utilizado na construção dos vasos de pressão é o aço carbono ou aço de baixa liga. Os tipos de aço carbono mais utilizados ,na faixa de temperatura recomendável, que e de - 45oC a 450oC, são: SA-285 Gr C; SA-515 Gr 60 e Gr 70; SA-516 Gr 60 e 70.

Um aço carbono, de qualidade estrutural, também bastante utilizado é o SA-283 Gr C. O Código permite a utilização desse material, mesmo para partes pressurizadas, com as seguintes recomendações:

- Não se destinar a fabricação de caldeiras.

- A temperatura de projeto estiver entre –29oC e 343oC.

- A espessura utilizada for inferior a 5/8 in.

Numa faixa de temperatura mais elevada e para serviços com hidrogênio são muito utilizados os aços liga Mo e Cr-Mo, sendo os mais comuns os seguintes: SA-204 Gr A/B/C (1/2 Mo); SA-387 Gr 11 (1 1/4 Cr - 1/2 Mo) ; SA-387 Gr 22 (2 1/4 Cr - 1 Mo).

Numa faixa de temperatura mais elevada seriam indicados os aços inoxidáveis, sendo que os austeníticos em temperaturas mais altas.

SA-240 Gr 304 (AISI 304); SA-240 Gr 304 L (AISI 304 L); SA-240 Gr 316 (AISI 316); SA-240 Gr 316 L (AISI 316 L); SA-240 Gr 321 (AISI 321); SA-240 Gr 405 (AISI 405); SA-240 Gr 410 (AISI 410)

Em baixas temperaturas são utilizados:

- Aços Liga ao Níquel: SA-203 GrA/GrB(2 1/4 Ni); SA-203 GrD/GrE(3 1/2 Ni); SA-353(9 Ni);

- Aços Inoxidaveis Austeníticos.

- Metais não ferrosos:

Ligas de Alumínio/Magnésio : SB-209 (5083)

Ligas de Alumínio/Silício : SB-209 (6061).

Muitas vezes, quando além da resistência mecânica e necessário que o material seja resistente à corrosão, torna-se necessário a utilização de chapas revestidas. Neste caso a chapa base, que resistirá aos esforços mecânicos é usualmente de aço carbono e a chapa de revestimento bem fina, de um material nobre como aço inoxidável, níquel e ligas.


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DIVISÃO EM CLASSES

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

Classe II: Partes da parede de pressão do vaso não em contacto com o fluido de processo, exceto os reforços das aberturas, incluídos na Classe 1, (reforços externos, reforços de vácuo, etc.).

Classe III: Partes internas soldadas ao vaso mas não submetidas a esforços principais (chicanas, defletores, quebra-vórtice, vertedores, etc). Partes externas soldadas ao vaso, submetidas a esforços em operação, como por exemplo, suporte de qualquer tipo (saias, colunas, berços, etc) elementos de sustentação de escadas, plataformas, tubulações externas, etc. Para os suportes, esta classe inclui somente as partes dos suportes diretamente soldadas ao vaso ou muito próximas do mesmo.

Classe IV: Partes internas desmontáveis (não soldadas ao vaso), como por exemplo, bandejas, borbulhadores, grades, vigas sustentação, distribuidores, feixes tubulares, etc.).

Classe V: Partes de suportes de qualquer tipo não incluídos na Classe III e VI. Para todas as partes desta Classe a temperatura de projeto é sempre a temperatura ambiente.

Classe VI: Partes externas, diretamente soldadas ao vaso, mas submetidas a esforços apenas em montagem, manutenção, desmontagem, etc., como por ex. olhais de suspensão, turcos, etc. Para todas as partes desta Classe a temperatura do projeto é sempre a temperatura ambiente.

Material Básico do Vaso Classe da

Parte do Vaso Considerada Aço carbono Aço carbono para baixas

temperaturas

Aços liga, aços inoxidáveis e metais não

ferrosos

I Material do casco Material do casco Material do casco

II Material do casco Material do casco Material com o mesmo “P number” do material do casco

III Aço carbono de qualidade estrutural

Aço carbono para baixas temperaturas

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

IV Materiais especificados em cada caso

Materiais especificados em cada caso

Materiais especificados em cada caso

V Aço carbono de qualidade estrutural

Aço carbono de qualidade estrutural


VI Aço carbono de qualidade estrutural


Material com o mesmo “P number” do material do casco

Nota – Deve ser empregado o mesmo material do casco, quando for exigido por motivo de resistência à corrosão.

Obs: Os aços para partes pressurizadas devem apresentar o teor de carbono não superior a 0,30%, sendo que para chapas do casco e tampo exige-se que o teor de carbono não seja superior a 0,26%.

Tabela 12.1 – Classes de Materiais


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12.2 – COMPORTAMENTO EM ALTAS TEMPERATURAS

A partir de determinada temperatura, característica de cada metal ou liga metálica, o material torna-se sujeito a um processo de deformação plástica ao longo do tempo, provocado por uma tensão que pode mesmo ser inferior ao limite de escoamento do material, a este fenômeno denominamos fluência (creep).

A fluência ou creep é um fenômeno ativado pela temperatura e possui conseqüências relacionadas a tensão atuante e o tempo de trabalho em temperaturas acima do limite de fluência do material. Corresponde a um acúmulo de deformações plásticas decorrente da redução pela temperatura da energia envolvida em contornos de grão e inclusões na matriz em manter o equilíbrio entre o encruamento e o amolecimento do material. As deformações, se mantidas as condições de tensões e temperatura elevadas, levam a falha após algum tempo de operação.

Em termos práticos normalmente a fluência é importante acima de 0,3.Tf, onde Tf é a temperatura de fusão, em graus Kelvin; para aços carbono a temperatura de fluência situa-se em torno de 370oC.

Relacionando-se a progressão da deformação por fluência com o tempo decorrido, obtém-se o que denominamos a curva típica de fluência, representada na figura abaixo.

Figura 12.1 – Curva típica de comportamento à fluência

Na 1a fase, onde a taxa de deformação por fluência dε/dt é decrescente, predominam os mecanismos de encruamento sobre os de amolecimento; na fase 2a ocorre um balanço entre estes dois mecanismos, com dε/dt cte; na 3a fase ocorre deformação localizada e uma aceleração nas taxas de deformação. A 1a fase é também chamada de primaria ou transiente, a 2a fase de secundária ou estacionária e a 3a fase de terciária.

A fim de prevenir-se excessivas deformações e uma ruptura prematura, no código ASME Seção VIII, Divisão 1 foram estabelecidos limites satisfatórios para as tensões em temperaturas acima da temperatura de fluência.

A tensão admissível, como já vimos anteriormente, é o menor valor entre:

� 100% da tensão média para dε/dt de 0,01% em 1.000 horas.

� 67% da tensão média para ruptura em 100.000 horas.

� 80% da tensão mínima para ruptura em 100.000 horas.

Tempo

1a Fase 2a Fase 3a Fase Ruptura

A

B

C

D Deformação


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A comparação entre os critérios para fixação das tensões admissíveis em temperaturas abaixo e acima da temperatura de fluência podem ser muito bem visualizadas na figura abaixo.

Figura 12.2 – Tensões admissíveis abaixo e acima da temperatura de fluência

Independentemente dos limites de temperatura estabelecidos no ASME, indicamos na tabela abaixo os limites de temperatura para partes pressurizadas e não pressurizadas dos vasos.

Os limites para partes pressurizadas foram estabelecidos em função da resistência à fluência do material; os limites para as partes não pressurizadas na temperatura de escamação do material.

Temperatura Limite de Utilização ( °°°°C) Material

Partes Pressurizadas Partes Não Pressurizadas

Aço carbono de qualidade estrutural. 150 530

Aço carbono não acalmado 400 530

Aço carbono acalmado ao Si. 450 530

Aço liga ½ Mo. 500 530

Aço liga 1 ¼ Cr, ½ Mo. 530 530

Aço liga 2 ¼ Cr, 1 Mo. 530 570

Aço liga 5 Cr, Mo. 480 600

Aço inoxidável : 405, 410, 410S. (3) 480 600

Aço inoxidável : 304, 316. (1) e (2) 600 800

Aço inoxidável : 304L, 316L. 400 800

Aço inoxidável : 310. (2) 600 1100

Notas:

(1) Para temperaturas projeto superiores a 550oC, recomenda-se o uso de aços inoxidáveis tipo H.

(2) Chama-se atenção para a possibilidade de formação de “Fase Sigma”, para temperaturas acima de 600oC, resultando em severa fragilização do material. Essa mudança na estrutura metalúrgica ocorra principalmente para os aços tipos 316 e 310.

(3) Esses materiais são susceptíveis de sofrer fragilização operando em torno de 475oC por períodos longos.

Tabela 12.2 – Temperaturas Limites de Utilização

Tensão que causa 1% de deformação em 100.000 h

Limite Resistência / FS

Limite Resistência

Fluência

Efeito Dominante

Temperatura

Tensão Admissível


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Os ensaios de fluência são considerados de longa duração (acima de 1.000 horas), e para que representem o comportamento do material exposto a tempos mais elevados de operação na temperatura, são utilizadas extrapolações com o aumento da temperatura do ensaio tornando-o acelerado. A equação de Larson-Miller permite esta extrapolação com base na dependência do estágio secundário de comportamento com a energia de ativação, temperatura e estrutura do material. Como a energia de ativação é dependente da tensão aplicada, os ensaios são realizados no mesmo nível de tensão do componente em operação, com a extrapolação realizada através do aumento da temperatura, exclusivamente.

( ) 310xtlogC.TP −+=

P - parâmetro de Larson-Miller;

T - temperatura absoluta (ºK ou ºR);

C - constante do material;

t - tempo de ruptura (horas).

Para uma condição de operação (T, t), equivalente a um valor do parâmetro P, pode-se realizar uma extrapolação da temperatura a ser empregada no ensaio para definir um ensaio com duração adequada. Exemplo: Determinar a vida remanescente de uma barra que foi projetado para uma tensão de 7.500,0 psi. A operação da barra até o momento foi a seguinte:

40.000 h @ 1100 ºF

5.000 h @ 1200 ºF

20 h @ 1400 ºF

Utilizando uma curva de tensão x tempo de ruptura para o material da barra, obtêm-se:

Condição Temperatura [ oF] t: Tempo de Operação [horas]

tr: Tempo para Ruptura [horas] t / t r

1 1100 40.000 200.000 0,200

2 1200 5.000 80.000 0,063

3 1400 20 100 0,200

Total: 0,463

Vida útil remanescente: 1 - 0,463 = 0,537

Exemplo: Determinar a temperatura de ensaio para um material de um componente projetado para operar durante 20,0 anos na temperatura de 1100oF. Dimensionar o ensaio para um tempo de ensaio equivalente a 30 dias.

20.0 anos = 175.200 horas

30 dias = 720 horas

Toperação = 1100oF = 866oK

( ) ( ) 86,2110x)200.175log(20x86610xtlog20.TP 33 =+=+= −−

( ) ( ) F1262K37,95610x)720log(20

86,21

10xtlog20

PT oo

33==

+=

+= −−


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12.3 – COMPORTAMENTO EM BAIXAS TEMPERATURAS

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

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

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

• Qual a seqüência de enchimento dos compartimentos?

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

• Existiam trincas da fabricação que poderiam ser evitadas?

Figura 12.3 – Exploração do navio “Titanic”


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

Brittle / Ductile Transition Curves

Titanic Longitudinal

Titanic Transversal

Transition Temperatures

A36 Steel

190

163

136

108

81

54

27

140

120

100

80

60

40

20

0

Im

pact

Ene

rgy

(Jo

ules

)

Temperature ( oC)

Im

pact

Ene

rgy

(ft-

lbs)

-100 0 100 200

Titanic Longitudinal

Titanic Transversal

A36 Steel

120

100

80

60

40

20

0 -50 0 50 100 150

Temperature (degrees oC)

%

She

ar F

ract

ure


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

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

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


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Conclusões:

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

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

• Diversidade de propriedades mecânicas e de tenacidade nas 2.000 chapas utilizadas no casco do Titanic, evidenciando uma qualidade duvidosa de material prima e de fabricação da usina.

• A grande variabilidade do material dificultou a determinação do efeito do MnS e micro trincas no afundamento do navio.

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

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

• A microestrutura dos rebites a orientação das inclusões perpendiculares a tensão trativa podem ter contribuído decididamente para o agravamento do problema.

Figura 12.3 – Exploração do navio “Titanic” (continuação) (Afundou em 12 de abril de 1912).

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


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

Figura 12.6 – Liberty Ships (2a Guerra Mundial)


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


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


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Figura 12.7 – Fratura frágil durante teste hidrostático na fábrica

Figura 12.8 – Fratura frágil durante teste hidrostático


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Numerosos metais que apresentam um comportamento dúctil em temperatura ambiente podem tornar-se quebradiços, quando submetidos a temperaturas baixas, ficando sujeitos a rupturas repentinas por fratura frágil.

Ao contrario das fraturas dúcteis, que são sempre precedidas por uma deformação considerável, as fraturas frágeis caracterizam-se por apresentarem pouca ou nenhuma deformação prévia, por isso as fraturas frágeis tem caráter catastrófico, com perda total do equipamento quando ocorrem.

Três condições são necessárias para ocorrência de uma fratura frágil:

- Tensões de tração elevadas.

- Presença de entalhes.

- Temperaturas abaixo da temperatura de transição.

Estas três condições deverão existir simultaneamente para que a fratura se inicie; o risco será praticamente inexistente se uma destas condições não for satisfeita.

De que maneira, atuam os códigos de projeto de modo a que seja evitada ou minimizada uma fratura frágil nos vasos de pressão?

� Nível de tensões : Os códigos atuam, especialmente no que diz respeito as tensões residuais que possam existir no equipamento, recomendando quando necessário um tratamento térmico para alívio de tensões.

� Presença de entalhes : Atuam com recomendações quanto a detalhes de fabricação e inspeção criteriosa das soldas.

� Temperatura de transição : Estipulam regras para a seleção de materiais, através dos tes-tes de impacto.

Temperatura de transição é a temperatura abaixo da qual existe a possibilidade de fratura frágil; é usual definir-se a temperatura de transição como sendo a temperatura mínima em que um determinado corpo de prova resiste a um choque com a absorção de um determinado valor de energia.

100%

50%

0% T5 T4 T3 T2 T1 Temperatura →→→→

Patamar Superior

Patamar Inferior

Cv

Energia

Aparência da Fratura

NDT FTP Fratura por Clivagem %

Energia Absorvida

FRATURA FRÁGIL REGIÃO DE TRANSIÇÃO

DÚCTIL - FRÁGIL FRATURA DÚCTIL

Figura 12.9 - Curva de transição dúctil - frágil levantada pelo ensaio de impacto


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A temperatura equivalente a T5, que indica o início do patamar inferior representa o ponto onde o corpo de prova fratura com 100% de deformação por clivagem (0% de deformação plástica). Nesse caso as tensões elásticas são capazes de iniciar e propagar uma fratura, ou seja, o material não apresenta nenhuma ductilidade (capacidade de deformação plástica). A esta temperatura dá-se o nome de temperatura crítica, temperatura de transição de ductilidade ou temperatura de ductilidade nula (NDT).

Acima da temperatura T1 a fratura do corpo de prova ocorre com 100% de fratura dúctil, determinando que o início e propagação de fraturas exigem deformação plástica.

Dentro da região intermediária, a iniciação da trinca exige deformação plástica mas e propagação ocorre com tensões elásticas. A fratura em serviço de um componente com este comportamento ocorre após um período de estabilidade da trinca, ou seja, com aviso prévio da fratura frágil.

No código ASME, para avaliação do comportamento dos materiais em baixas temperaturas são realizados os Testes Charpy, de acordo com os procedimentos da ASTM A 370. O ensaio de impacto é certamente o de maior utilização, principalmente na seleção e adequação de materiais para o projeto.

POSIÇÃO INICIAL

MARTELO

PONTEIRO

FIM DE CURSO

BIGORNA CORPO DE PROVA

h’

h

ESCALA

Figura 12.10 - Ensaio Charpy


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Outro fator que contribui para a fratura frágil é a taxa de aplicação do carregamento no corpo de prova. Para altas taxas de carregamento as discordâncias geradas na estrutura do material não acompanham a liberação de energia, não sofrendo deformação plástica sensível. O estado de tensões também altera a formação da zona plástica podendo favorecer a fratura frágil do material.

Cada lote a ser examinado consiste em três amostras. que deverão ter, quando possível, as dimensões do corpo de prova padrão. Os corpos de prova devem ser preparados de modo que o entalhe seja perpendicular à superfície que é objeto de teste e deverão ser retirados na direção longitudinal.

L/2

L

D C

W θθθθ

R

DETALHE DO ENTALHE

DIMENSÃO [in] [mm] L - Comprimento do C.P. 2,165 ± 0,002 55,0 ± 0,050 L / 2 - Localização do entalhe 1,082 ± 0,002 27,5 ± 0,050 C - Seção reta (profundidade) 0,394 ± 0,001 10,0 ± 0,025 W - Seção reta (largura) 0,394 ± 0,001 10,0 ± 0,025 D - Distância ao fundo do entalhe 0,315 ± 0,001 8,0 ± 0,025 R - Raio do entalhe 0,010 ± 0,001 0,25 ± 0,025 θ - Ângulo do entalhe 45o ± 1o

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

Figura 12.12 - Ensaio Charpy – Máquina e CP

Figura 12.13 - Fratura Dúctil e Fratura Frágil

Os resultados do ensaio Charpy para baixas temperaturas são obtidos através do resfriamento dos corpos de prova em um líquido, tais como álcool e nitrogênio ou acetona e gelo seco, para a refrigeração do C.P.


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Como resultados do ensaio Charpy, citam-se:

• Energia Absorvida - A energia absorvida na fratura pode ser determinada através da diferença de energia potencial do pêndulo entre as posições inicial e final do curso do martelo. Normalmente expressa em J, Kgm ou ft-lb, a energia é lida diretamente na escala da máquina. Quanto maior a energia absorvida maior a tenacidade à fratura do material;

• Percentagem da Fratura Dúctil (cisalhamento) - A percentagem da fratura dúctil é obtida através do exame da fratura após o ensaio. A superfície de uma fratura dúctil apresenta-se fibrosa e opaca, enquanto que a fratura frágil, facetada e brilhante. A superfície do corpo de prova pode apresentar variação entre 100% dúctil (totalmente opaca) a 100% frágil (totalmente brilhante). O valor da percentagem da fratura dúctil é determinada pela comparação da superfície da fratura com cartas ou padrões como os fornecidos pela ASTM;

• Expansão Lateral - Após a fratura, o corpo de prova sofre deformação na região oposta ao entalhe por compressão e, a depender da ductilidade do material, uma expansão lateral do corpo de prova na mesma região. Quanto maior a deformação sofrida pelo corpo de prova maior sua expansão lateral.

ENTALHE

ÁREA DE CLIVAGEM (BRILHANTE)

ÁREA DE CISALHAMENTO (OPACA)

Figura 12.14 - Esquematização da superfície de fratura de um corpo de prova de impacto após ensaio

ENTALHE

ÁREA DE CLIVAGEM (BRILHANTE)

ÁREA DE CISALHAMENTO (OPACA)

A B

A + B = EXPANSÃO LATERAL

Figura 12.15 - Expansão lateral em um corpo de prova fraturado


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Como vantagens do ensaio de impacto, temos:

• Simplicidade e custo baixo;

• Adequado para obtenção de tenacidade ao entalhe em aços estruturais de baixa resistência, que são os materiais mais utilizados;

• Larga utilização no desenvolvimento de materiais e novas ligas, bem como a determinação da influência de tratamentos térmicos em materiais;

• Grande utilização no controle de qualidade e aceitação dos materiais.

Como desvantagens do ensaio de impacto, citam-se :

• Resultados de difícil utilização em projetos. Como as tensões atuantes na fratura não são determinadas à aplicação dos resultados do ensaio Charpy depende de experiência prévia sobre o comportamento do material e componente;

• Não existe correlação imediata entre os resultados do ensaio e tamanhos admissíveis de defeitos;

• Dificuldades no posicionamento do entalhe na posição de interesse e variações na geometria do entalhe levam a um grande espalhamento dos resultados, o que pode dificultar a determinação de curvas bem definidas;

• O estado triaxial de tensões é pequeno devido às reduzidas dimensões do corpo de prova em relação à estrutura real;

• O entalhe usinado é muito menos severo, em relação à concentração de tensões, do que uma trinca real.

A interpretação dos resultados obtidos pelo ensaio de Charpy, não representam diretamente o comportamento de uma estrutura com defeitos, já que não apenas a tenacidade do material mas também o estado de tensões influencia na manutenção sem riscos de, por exemplo uma trinca em um equipamento.

A presença de tri-axialidade de tensões altera a capacidade de plastificação do material, já que o valor do escoamento aparente do mesmo é aumentado pela ausência ou diminuição das tensões cisalhantes. A redução da deformação plástica favorece a fratura frágil da estrutura na presença de defeitos.


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

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


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


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


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


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A Divisão 1 permite alterações nas temperaturas de teste em alguns casos, como nas Tabelas UG.84.2, UG84.4. A divisão 2 do ASME Seç.VIII possui tabela (Table 3.11) similar à tabela UG-84.2 do ASME Seç.VIII – Div.1.

TABLE UG-84.2 - CHARPY IMPACT TEST TEMPERATURE REDU CTION BELOW MINIMUM DESIGN METAL TEMPERATURE

For Table UCS-23 Materials Having a Specified Minimum Tensile Strength of Less Than 95,000 psi (655 MPa). When the Subsize Charpy Impact Width Is Less Than 80% of the Material Thickness

Actual Material Thickness [See UG-84(c)(5)(b)] of C harpy Impact Specimen Width Along the Notch 1

Thickness, In (mm) Temperature Reduction, oF (oC)

0,394 (Full-size standard bar) (10,01) 0 (0)

0,354 (8,99) 0 (0)

0,315 (8,00) 0 (0)

0,295 (3/4 size bar) (7,49) 5 (3)

0,276 (7,01) 8 (4)

0,262 (2/3 size bar) (6,65) 10 (6)

0,236 (5,99) 15 (8)

0,197 (1/2 size bar) (5,00) 20 (11)

0,158 (4,01) 30 (17)

0,131 (1/3 size bar) (3,33) 35 (19)

0,118 (3,00) 40 (22)

0,099 (1/4 size bar) (2,51) 50 (28)

NOTE: (1) Straight line interpolation for intermediate values is permitted

Tabela 12.3 - Redução da temperatura de teste em função da dimensão do corpo de prova – ASME Seç.VIII – Div.1

TABLE UG-84.4 - IMPACT TEST TEMPERATURE DIFFERENTIA L

Minimum Specified Yield Strength, ksi (MPa) Temperature Difference, oF (oC) [Note (1)]

≤ 40 (276) 10 (6)

≤ 55 (380) 5 (3)

> 55 (380) 0 (0)

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

Tabela 12.4 - Correção da temperatura de teste em função da tensão de escoamento do material – ASME Seç.VIII – Div.1

O ASME Seção VIII – Divisão 1 exige, em função do limite de resistência do material, a energia que cada corpo de prova deve absorver, conforme figura 13.18. Curva semelhante é definida pelo ASME Seção VIII – Divisão 2, representada pela figura 13.19.


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


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Figura 12.19 – Limites de aceitação de energia Charpy-V – ASME Seção VIII – Divisão 2.

Quando o valor médio dos 3 corpos de prova é maior ou igual ao valor mínimo permitido para um corpo de prova e o valor de mais de um corpo de prova está abaixo do valor médio ou o valor de 1 corpo de prova está abaixo do valor mínimo, é permitido o reteste. Neste caso, o valor obtido para os 3 corpos de prova deve ser igual ou maior ao valor médio requerido. Quando um resultado errático é obtido pela presença de um defeito no corpo de prova, ou existe alguma incerteza em relação ao procedimento de teste, um reteste é permitido.


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

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


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


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


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


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

Figura 12.24 – Definição de espessura de referência.


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


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

Quando utilizada a curva de exceção da UCS-66, para materiais P1 Group number 1 e 2, a temperatura obtida poderá ser reduzida de 17oC (30oF) para equipamento que possuam tratamento térmico de alívio de tensões, desde que não exigido pelo código devido à espessura do componente.

Vasos fabricados conforme código ASME Seç.VIII – Div.1, que atendem aos requisitos abaixo descritos não necessitam ter avaliado o valor de temperatura de referência.

1 – O material é limitado ao P-No 1, Gr.no1 ou 2, como definido pelo código ASME Seç.IX, e a espessura, não excede aos valores abaixo.

12,7 mm para materiais listados na Curva A da Figura UCS-66;

25,4 mm para materiais listados nas Curvas B, C ou D da Figura UCS-66.

2 – O vaso foi testado hidrostaticamente em uma pressão 1,5 vezes maior que a pressão de projeto do equipamento, para vasos fabricados anteriores a 1999, e 1,3 vezes para vasos fabricados após 1999.

3 – A temperatura de projeto é inferior a 343oC (650oF) e superior a –29oC (-20oF). Temperaturas ocasionais abaixo de –29oC (-20oF) são aceitáveis quando ocorrem devido a variações da temperatura ambiente.

4 – Carregamentos de choque térmico ou mecânico não são previstos ocorrerem;

5 – Não ocorrem variações de carregamento caracterizando um serviço sujeito à fadiga.


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REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

• ASME, 2004, Boiler and Pressure Vessel Code - Section VIll - Divisions 1 and 2, New York, The American Society of Mechanical Engineers.

• ASME, 2007, Boiler and Pressure Vessel Code - Section VIll - Divisions 1 and 2, New York, The American Society of Mechanical Engineers.

• Bednar, H.H., 1981, Pressure vessel design handbook, 1º ed., Van Nostrand Reinhold Company, New York.

• Boyle, J.T., 1994, “Plastic design concepts”. In: Spence, J., Tooth, A.S. (eds), Pressure vessel design principles, 1a ed., chapter 3, London, E&FN Spon.

• Farr, J.R. and Jaward, M.H, 2001, Guidebook for the design of ASME section VIII pressure vessels, 2ª ed, New York, ASME Press.

• Maddox, S.J. 1994, “Fatigue aspects of pressure vessel design”. In: Spence, J., Tooth, A.S. (eds), Pressure vessel design principles, 1a ed., chapter 9, London, E&FN Spon.

• Miner, M. A., 1945, “Cumulative Damage in Fatigue”, Journal of Applied Mechanics, nº 12, pp. A-159-A164.

• Palmgren, A., 1924, “Die Lebensdauer von Kugellagern”, Zeitschrift des Vereins Deutcher Ingenieure nº 68, pp. 339-341.

• Telles, P.C.S., 1993, Vasos de Pressão, 2ª ed, Rio de Janeiro, RJ, Livros técnicos e científicos.

• Zheng Chuan-xiang, 2005, Research on bursting pressure formula of mild steel pressure vessel.

Inspeção de Equipamentos Conforme IBP Rev.2009

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