IMPERFEIÇÕES DE FABRICAÇÃO NA CONSTRUÇÃO NAVAL E
OFFSHORE
Diogo do Amaral Macedo Amante
PROJETO DE FIM DE CURSO SUBMETIDO À BANCA EXAMINADORA DA
ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO
COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU
DE BACHAREL EM ENGENHARIA NAVAL.
Aprovado por:
________________________________________________
Prof. Segen Farid Estefen, Ph.D.
________________________________________________
Marcos Pereira, Ph.D.
________________________________________________
Tatiana Aleksandrovna Gurova, D.Sc.
________________________________________________
Francisco Quaranta Neto, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL.
FEVEREIRO DE 2006.
AGRADECIMENTOS
À minha mãe, que esteve presente nos momentos mais difíceis dando o apoio necessário
para superá-los.
À minha avó, meu avô, minhas irmãs e minha madrinha por terem me incentivado a
alcançar meus objetivos.
À minha namorada Daniela que sempre me escutou e ajudou nestes últimos períodos.
Ao meu orientador Segen F. Estefen, pela fonte de sabedoria e conhecimento.
Ao Engenheiro Xavier Castelo pelo apoio no desenvolvimento dos modelos numéricos
utilizados.
À Agência Nacional do Petróleo (ANP) pelo apoio financeiro por meio do Programa de
Formação de Recursos Humanos da ANP para o Setor de Petróleo e Gás (PRH-ANP).
i
Índice
Sumário Executivo...............................................................................................................iii
Capítulo 1 .............................................................................................................................. 1
Introdução ............................................................................................................................. 1
1.1 Definição do problema ............................................................................................ 1
1.2 Distorções ................................................................................................................ 7
1.3 Tensões Residuais ................................................................................................. 10
1.4 Surgimento das Imperfeições de Fabricação no Processo de Soldagem ............... 13
Capítulo 2 ............................................................................................................................ 18
Influência das distorções na integridade estrutural ........................................................ 18
2.1 Introdução.............................................................................................................. 18
2.2 Modelo Numérico.................................................................................................. 20
2.3. Influência da Amplitude das Distorções............................................................... 23
2.4 Estudo Paramétrico................................................................................................ 29
2.5 Influência do Modo de Distribuição das Distorções ............................................. 32
Capítulo 3 ............................................................................................................................ 35
Medição das distorções....................................................................................................... 35
3.1 Introdução.............................................................................................................. 35
3.2 Tecnologias de medição ........................................................................................ 36
3.3 Tecnologia 3D Laser Scanning.............................................................................. 37
3.4 Laser Tracker......................................................................................................... 40
3.5 Medição das distorções em um painel em escala reduzida ................................... 44
Capítulo 4 ............................................................................................................................ 47
Simulação de soldagem ...................................................................................................... 47
4.1 Introdução.............................................................................................................. 47
4.1.1 Equações Básicas da Análise Térmica ............................................................... 51
4.2 Modelo Numérico.................................................................................................. 52
4.3 Análise Numérica .................................................................................................. 58
Capítulo 5 ............................................................................................................................ 65
Minimização das distorções ............................................................................................... 65
5.1 Introdução.............................................................................................................. 65
ii
5.2 Controle e Minimização das Distorções................................................................ 67
5.2.1 Melhoria no Controle dos Atuais Métodos de Fabricação ................................. 68
5.2.1 Implementação de Novos Equipamentos e Processos de Fabricação................. 69
5.2.3 Mudanças de projeto........................................................................................... 73
Conclusões ........................................................................................................................... 74
Trabalhos Futuros .............................................................................................................. 76
Referências .......................................................................................................................... 77
iii
Sumário Executivo
A retomada da construção naval no Brasil, incluindo a construção de plataformas
semi-submersíveis e de um grande número de petroleiros, tem sido impulsionada pelo setor
de petróleo e gás. Para o desenvolvimento da construção naval e offshore nacional,
tornando-a mais competitiva, existe a necessidade de dar maior atenção às imperfeições de
fabricação.
O problema relacionado às imperfeições de fabricação não possui relevância
somente na indústria de construção naval e offshore, estas imperfeições têm efeito negativo
em grandes áreas industriais, especialmente considerando as indústrias que utilizam a
soldagem como principal método de união.
O objetivo da pesquisa é contribuir para um melhor entendimento das imperfeições
de fabricação relacionadas às estruturas oceânicas. Estas imperfeições se apresentam na
forma de tensões residuais e distorções. A importância dos processos relacionados às
imperfeições de fabricação é exemplificada com a descrição do impacto das distorções de
fabricação na construção naval. A pesquisa não se restringe somente aos problemas
relacionados às distorções. Nesta pesquisa mencionam-se os atuais métodos que estão
sendo desenvolvidos para o controle e minimização das distorções.
O primeiro capítulo relata os principais problemas relacionados às imperfeições
assim como fornece as definições básicas para o maior entendimento do leitor. As
distorções, além de degradar os elementos estruturais, consistem no principal problema
para a moderna construção naval e offshore.
No segundo capítulo, observa-se a influência das distorções na integridade estrutural
de placas planas de aço que formam em maior parte as estruturas oceânicas. A influência
das distorções na integridade estrutural foi observada através de modelos numéricos de
elementos finitos. Nesse capítulo é realizado um estudo paramétrico que engloba a razão de
iv
aspecto, condição de contorno e amplitude máxima das distorções. O modo de distribuição
das distorções também é analisado.
No terceiro capítulo, foi realizada uma pesquisa de equipamentos de alta precisão
para medição das distorções. Essas tecnologias foram avaliadas no Laboratório de
Tecnologia Submarina da COPPE/UFRJ com o objetivo de quantificar a forma e amplitude
das distorções. Foram realizadas medições das distorções em modelos reduzidos.
O desafio do quarto capítulo foi a tentativa de reproduzir um modelo numérico para
previsão das tensões residuais de uma solda de filete elaborado por Sorensen (1999) em sua
tese de doutorado. Este modelo de simulação de soldagem possui uma distribuição de
temperatura altamente não uniforme no espaço e no tempo e representa a solda de duas
placas de 12mm de espessura. Compara-se o resultado obtido com os resultados numéricos
e experimentais de Sorensen.
A pesquisa é finalizada com uma revisão de técnicas de minimização das distorções
no quinto capítulo. Neste capítulo realiza-se um levantamento das técnicas mais atuais que
estão sendo utilizadas e desenvolvidas.
v
vi
Capítulo 1
Introdução
1.1 Definição do problema
As imperfeições de fabricação se apresentam na forma de tensões residuais e
distorções. Estas imperfeições constituem um sério problema existente nas áreas de
engenharia em que o calor é usado no processo de fabricação, mas em nenhuma área exerce
tanta influência quanto na Construção Naval. As distorções têm gerado incertezas para os
engenheiros desde 1930, quando a maior parte dos navios já era fabricada em aço e a
soldagem se tornava o principal processo de união estrutural.
As estruturas oceânicas são constituídas, basicamente, de painéis enrijecidos, cujo
método de fabricação envolve procedimentos de corte e soldagem. Esses painéis são
formados pela união de chapas de aço que são enrijecidas com a soldagem de reforços
longitudinais e transversais. A fabricação dos painéis segue o seguinte ciclo de produção:
a) Chapas de aço são unidas através de um processo de soldagem;
b) Os reforços longitudinais são soldados às chapas de aço;
c) Soldagem dos reforços transversais.
A Figura 1 ilustra um típico painel plano enrijecido.
1
Figura 1: Painel enrijecido.
Os principais processos envolvidos na fabricação destes painéis são os de corte e de
soldagem. Esses processos são baseados na aplicação de uma alta quantidade de calor. A
aplicação de calor na fabricação é a principal causa do surgimento das distorções e tensões
residuais nas estruturas envolvidas. O corte de chapas é um dos primeiros processos de
fabricação utilizados na construção naval. Assim, o surgimento das imperfeições de
fabricação devido à imprecisão de cortes pode ocasionar grandes perdas econômicas com o
processo de correção destas imperfeições. Esta questão torna crucial a precisão do corte e o
objetivo nos estaleiros é maximizar essa precisão. Mas o principal processo responsável
pelo surgimento das imperfeições de fabricação é o de soldagem. O calor não uniforme
recebido pelo material durante o processo de soldagem gera uma expansão térmica
diferencial ao redor da solda. A baixa temperatura do material mais distante da solda
reprime a sua expansão, produzindo distorções e tensões residuais. Uma explicação mais
detalhada para o surgimento destas imperfeições no processo de soldagem encontra-se na
seção 1.4 deste capítulo.
O surgimento das imperfeições de fabricação em uma estrutura soldada pode
ocasionar graves problemas estruturais, entre os quais podem-se citar a formação de trincas,
maior tendência à fratura frágil e falta de estabilidade dimensional. Mas, o maior problema
enfrentado pelas estruturas oceânicas devido às imperfeições de fabricação está relacionado
2
à falha por flambagem. O comportamento de painéis enrijecidos sob cargas de compressão
é relativamente complexo devido ao grande número de combinações de estrutura, material
e parâmetros de carga. O problema fica ainda mais complicado devido às incertezas
relacionadas às imperfeições de fabricação. Assim, é muito importante o total entendimento
destas imperfeições para a prática de projeto, pois um dos principais tipos de carregamentos
presentes no ciclo de vida destas estruturas é compressivo e estes induzem a falha por
flambagem.
As distorções, além de reduzir a resistência ao colapso das estruturas oceânicas,
afetam o processo de fabricação, aumentando o tempo e o custo de produção, devido,
principalmente, às necessidades de correção.
Atualmente, os navios ou mesmo plataformas semi-submersíveis são construídas
pelo método de produção por blocos, no qual, grandes blocos são formados por blocos
menores, montagens, sub-montagens e elementos produzidos em várias áreas de fabricação.
Os grandes blocos são transportados ao dique para a edificação final. A Figura 2 ilustra o
método de produção por blocos.
Figura 2: Método de produção por blocos [1].
3
Os painéis enrijecidos são considerados produtos intermediários, ou seja, produtos
com características de projeto e construção bastante similares, podendo, deste modo, obter
as vantagens de uma fabricação em série. Conforme já citado, as estruturas oceânicas são
formadas em maior parte por esses painéis, que são utilizados em quase todos os estágios
de produção. Esse elemento estrutural é o primeiro a sofrer a influência dos processos de
fabricação desenvolvendo as indesejáveis distorções de fabricação. O processo de soldagem
é utilizado em todos os estágios de produção, mas esses painéis são demasiadamente
afetados pela inexistência de restrições à deformação quando comparados com a soldagem
aplicada a outros estágios de produção, como os de montagens e sub-montagens que
possuem maiores restrições à deformação devido ao maior número de elementos presentes
na estrutura.
Quando os produtos intermediários possuem altos níveis de distorções e as submontagens e montagens são montadas de forma irregular, o processo de fabricação é
atrasado devido à necessidade de correção, principalmente considerando-se a complexidade
das estruturas envolvidas na construção naval, conforme se pode observar na Figura 3.
Figura 3: Exemplo da complexidade estrutural encontrada na construção naval [1].
Assim, é necessário um considerável investimento em uma fabricação precisa desde
a construção de painéis até a montagem de grandes blocos. Consequentemente existe a
necessidade de um sistema de controle de precisão em todos os estágios de construção.
Um aspecto importante do controle de precisão está na dificuldade normalmente
encontrada na união de blocos durante a edificação do casco. As variações encontradas na
fase de edificação que não estão dentro dos limites de tolerância, devem ser corrigidas.
4
Aplicar um controle de precisão em todos os processos de fabricação é mais produtivo do
que ter que lidar com o processo de correção. A Figura 4 demonstra a complexidade da fase
de edificação de grandes blocos.
Figura 4: Complexidade da fase de edificação de grandes blocos.
A correção e o ajuste de elementos estruturais com altos níveis de distorções é um dos
processos que mais consomem o tempo de produção, mas é extremamente difícil estimar o
percentual de trabalho relacionado a este problema. Estima-se que o processo de correção
envolvido com as distorções de fabricação consuma 30% do trabalho total, Andersen [1].
Outro problema está relacionado à dificuldade encontrada pelos estaleiros em
automatizar os processos de fabricação. Desde os anos 80, a automação tem sido
considerada a tecnologia crucial. Os estaleiros mais modernos estão investindo muito nos
processos automatizados para aumentar a eficiência de produção. Um exemplo claro que
pode ser mencionado são os processos automáticos de soldagem que podem aumentar em
cinco vezes a eficiência de soldagem quando comparada com a soldagem manual. Para
5
obter o aumento de produção esperado com a automatização em todos os estágios de
fabricação deve existir uma alta precisão dos elementos estruturais.
O quesito básico para alcançar esta fase é a implantação de um controle total dos
processos de fabricação dos diferentes produtos intermediários envolvidos na construção
das estruturas, visto que o processo automatizado requer uma programação muito
complexa, baseada nas dimensões e parâmetros, com margens mínimas de variação em
relação aos dados programados, tornando as distorções o principal empecilho a este avanço
tecnológico.
Outra questão que também deve ser lembrada, é que através dos anos, os projetos
de construção naval e offshore têm maximizado o espaço de carga disponível e otimizado o
gasto com combustível, reduzindo o peso de aço por unidade de volume. Essas medidas só
são possíveis com a utilização de aços de maior resistência e conseqüente diminuição da
espessura das chapas e das dimensões dos enrijecedores. Em recente publicação, Huang et
al. [2] relataram o aumento do uso de chapas finas em embarcações militares e comerciais
nos últimos dez anos nos Estados Unidos. Um estaleiro citado na pesquisa utiliza chapas
finas com espessuras menores que 10mm na proporção de 90%. Bruce et al. [3] citaram que
uma tendência similar tem ocorrido na Europa onde fragatas estão usando significante
proporção de chapas de aço com 4 e 5mm. Essa tendência de redução da espessura torna
ainda mais significante a influência das distorções e das tensões residuais na integridade
estrutural.
Embora as distorções e as tensões residuais estejam intimamente relacionadas,
preferiu-se conceituá-las separadamente para o melhor entendimento teórico do leitor.
6
1.2 Distorções
As distorções geradas pelo processo de fabricação, denominadas imperfeições
geométricas iniciais, são deformações dimensionais permanentes que ocorrem na estrutura
e representam quantitativamente o afastamento da superfície real em relação à superfície
idealizada durante a etapa de concepção da estrutura. Esse tipo de imperfeição,
caracterizado pela forma e magnitude de sua distribuição, é a principal causa da obtenção
de cargas de colapso distintas, em componentes laminares nominalmente idênticos.
Conseqüentemente, os códigos de projeto procuram garantir a integridade de painéis
sob compressão, associando as recomendações de projeto às tolerâncias admissíveis
durante a fabricação.
Existem muitos fatores que podem gerar distorções, entre eles a forma como o
produto é fabricado, transportado e estocado, mas o principal fator está associado aos
processos térmicos de fabricação, sendo que, dentre esses, o processo de soldagem é o
principal. A Figura 5 mostra distorções impostas após processos de soldagem.
Figura 5: Distorções impostas após processos de soldagem.
7
As distorções são bem caracterizadas em relação a seu tipo. Em 1980, Masubuchi
[4] classificou as distorções em seis tipos:
•
Contração transversal
•
Distorção angular
•
Distorção rotacional
•
Contração longitudinal
•
Distorção de flambagem
•
Distorção de flexão
A Figura 6 ilustra os tipo de distorções.
Contração
transversal
Distorção
Angular
Contração
Longitudinal
Distorção de
flambagem
Distorção
Rotacional
Distorção de
flexão
Figura 6: Tipos de distorções.
Para determinar o método de prevenção mais efetivo, é necessário identificar o tipo
de distorção que geralmente está induzido em uma determinada estrutura. Em ordem de
importância, as principais distorções presentes na construção naval e offshore são as de
flambagem e as angulares, Dydo et al. [5].
8
Essas distorções resultam em vários problemas na construção naval e offshore.
Embora os principais já tenham sido relacionados na seção de definição do problema, os
principais efeitos podem ser citados de forma mais direta:
•
Desalinhamento de componentes estruturais;
•
Dificuldade de automação dos processos de fabricação;
•
Grande quantidade de trabalho manual;
•
Aumento de tempos e custos de produção;
•
Redução de eficiência dos processos de fabricação;
•
Imprecisão do produto final;
•
Perda de resistência estrutural.
9
1.3 Tensões Residuais
Tensões residuais são aquelas que estão presentes na estrutura mesmo quando não
existe forças ou momentos externos atuando na mesma. Assim, é muito importante avaliar
ou prever a formação de tensões residuais para preservar a integridade dos projetos de
engenharia contra o colapso estrutural. Uma das principais causas para o seu surgimento é a
ocorrência de deformações plásticas não uniformes. A Figura 7 ilustra a formação de
tensões residuais longitudinais durante o processo de soldagem de placas de aço.
Figura 7: Representação das mudanças de temperatura e tensão durante o processo de
soldagem de placas de aço. a) Processo de soldagem; b) Distribuição das tensões
longitudinais; c) Distribuição de temperaturas na placa.
Como as tensões residuais são esforços internos auto-equilibrados, e observadas
sem nenhum carregamento externo, as forças e momentos atuantes devido a essas tensões
em uma determinada seção da estrutura devem ser nulos:
→
→
∫σd A = 0
A
∫ dM = 0
A
10
Apesar da importância tecnológica, em muitos casos, a presença de tensões
residuais não é claramente avaliada. Isso acontece devido às dificuldades conceituais,
informações metalúrgicas insuficientes, ausências de um conveniente balizamento dos
parâmetros durante os processos de fabricação e limitações nas técnicas para sua medição.
Além disso, dificuldades advêm de diferentes fenômenos mecânico-metalúrgicos, alguns
deles não claramente entendidos, que isolados ou conjuntamente podem ocorrer na sua
formação.
As tensões residuais podem ser caracterizadas de três modos diferentes, em
conseqüência de como se apresentam nos materiais. Ribeiro [6] definiu os três tipos:
- Tensões Residuais do Modo I: São quase homogeneamente distribuídas numa grande
região do material, ou seja, distribuídas em vários grãos. Em uma superfície de corte
através de todo o corpo, as forças internas relativas às tensões residuais do modo I estão em
equilíbrio. Do mesmo modo se anula o somatório dos momentos das forças relativas a
qualquer eixo. Com a alteração do equilíbrio das forças e dos momentos de um corpo
contendo tensões residuais do modo I, ocorrem alterações macroscópicas nas dimensões do
corpo.
- Tensões Residuais do Modo II: São quase homogeneamente distribuídas numa pequena
região do material, ou seja, num grão, ou região da ordem de grandeza do tamanho de grão.
As forças e momentos internos relativos às tensões residuais do modo II estão em
equilíbrio, considerando-se apenas um número pequeno de grãos. Com alteração deste
equilíbrio, podem se apresentar, não necessariamente, alterações macroscópicas nas
dimensões do corpo.
- Tensões Residuais do Modo III: São heterogeneamente distribuídas através de pequenas
regiões do material, ou seja, da ordem de algumas distâncias interatômicas. As forças e
momentos internos relativos a tensões residuais do modo III estão em equilíbrio,
considerando-se apenas parte de um grão. Com alteração deste equilíbrio, não se
apresentam modificações macroscópicas nas dimensões do corpo.
11
Na soldagem existem tensões residuais macroscópicas e microscópicas com
complicadas superposições dos modos I, II, III de tensões residuais. Entretanto, geralmente
quando se fala de tensões residuais, são implicitamente consideradas apenas tensões
residuais macroscópicas.
12
1.4 Surgimento das Imperfeições de Fabricação no Processo de
Soldagem
O processo de soldagem é realizado com o aquecimento de uma região específica da
estrutura, permanecendo as outras regiões com temperaturas muito inferiores. Obedecendo
à dilatação térmica, as regiões aquecidas tendem a dilatar, mas as regiões com menores
temperaturas dificultam essa dilatação. Este processo gera deformações elásticas e plásticas
na estrutura aquecida. A conseqüência destas deformações é observada ao final do processo
de soldagem com o surgimento de tensões residuais e distorções.
O calor proveniente do processo de soldagem gera um aumento das dimensões da
estrutura proporcional à variação de temperatura (∆T = T − T0 ) , obedecendo à seguinte
relação:
∆l = l 0 .α .∆T
Onde:
(∆l ) é a variação dimensional;
α é o coeficiente de dilatação térmica;
l o é o comprimento inicial.
Quando uma estrutura recebe calor uniformemente e não existiem restrições às suas
variações dimensionais, não se observam efeitos mecânicos importantes, mas se o calor
fornecido à estrutura não for uniforme ou se existirem restrições à contração/expansão da
estrutura durante o ciclo térmico, tensões residuais e distorções podem ser desenvolvidas.
O desenvolvimento das imperfeições de fabricação pode ser melhor entendido com
o exemplo dado em Modenesi [7] em que se consideram três barras metálicas de mesmo
comprimento e seções presas a bases comuns, conforme indica a Figura 8. Com o
fornecimento de calor à barra central, esta tende a dilatar, mas as outras restringem essa
dilatação, resultando no final do processo, em tensões de tração na barra central e tensões
de compressão nas barras externas.
13
Barra que
recebe calor
Condição inicial
Aquecimento
Condição Final
Figura 8: Aquecimento da barra central.
No início do aquecimento (até o ponto 2) pode-se observar na Figura 9 que as tensões
e deformações na barra central são elásticas.
5
1
4
2
3
Figura 9: Curva tensão por temperatura na barra central.
Estas barras se mantêm no mesmo comprimento, assim a dilatação térmica deve ser
compensada por deformações elásticas obedecendo à seguinte relação:
14
σc
Et
+ α∆T +
σl
E
=0
Onde:
E é o módulo de elasticidade do material à temperatura ambiente.
Et é o módulo de elasticidade do material à temperatura da barra central.
σc é a tensão na barra central.
σl é a tensão nas barras laterais.
Como as barras possuem a mesma seção, σl = 0.5σc e assim:
σ c = −α∆T
2E
1 + 2 E Et
Quando a tensão compressiva na região aquecida atinge o limite de escoamento
(ponto 2), essa região passa a ter deformações plásticas. A temperatura em que a barra
passa a ter deformações plásticas pode ser estimada através da equação acima.
Mas o calor continua sendo fornecido e a temperatura continua aumentando, assim a
região aquecida se deforma plasticamente. Outro fator que deve ser notado é a diminuição
do limite de escoamento com o aumento da temperatura, assim podemos notar que do ponto
2 ao ponto 3 o valor da tensão compressiva cai à medida que a temperatura aumenta e ao
mesmo tempo ocorrem deformações plásticas.
Quando o fornecimento de calor é retirado no ponto 3, a barra central começa a
contrair com a diminuição da temperatura, mas as barras com menores temperaturas
restringem essa contração, ocasionando o aparecimento de tensões de tração que passam a
atuar na barra central até que o limite de escoamento seja atingido no ponto 4. Quando a
barra central atingir a temperatura ambiente, em função das deformações plásticas, as três
barras possuirão um comprimento menor, conforme indica a Figura 9 na condição final.
Assim, como as barras estão unidas, haverá tensões residuais de tração com amplitude
semelhante ao limite de escoamento do material na barra central (Ponto 5) e para manter o
equilíbrio de forças, existem tensões residuais compressivas nas barras externas com
magnitude igual à metade da tensão observada na barra central.
15
Com base neste exemplo, torna-se mais fácil o entendimento do desenvolvimento
das tensões residuais e distorções devido ao processo de solda das placas de aço que
formam os painéis enrijecidos. A barra central pode ser comparada à região que recebe o
calor diretamente na solda e as regiões das placas a serem soldadas que se encontram mais
distantes da região na qual o calor é fornecido possuem um comportamento semelhante às
barras externas.
A Figura 10 ilustra a soldagem de placas de aço com algumas seções que são
comentadas na Figura 11 que demonstra o desenvolvimento de tensões em cada seção. Na
seção 1, distante da poça de fusão e ainda não aquecida pela fonte de calor, não existem
variações de temperatura e assim o material ainda não desenvolveu tensões. No ponto 2,
junto à poça de fusão, o material aquecido tende a se expandir, mas é restringido pelas
regiões mais frias da placa, gerando, assim, tensões de compressão em regiões próximas à
zona afetada pelo calor e tensões de tração nas regiões um pouco mais afastadas. Quando o
seu limite de escoamento é atingido, o material aquecido deforma-se plasticamente em
compressão. Na poça de fusão, como o material está líquido, as tensões são nulas. Com o
resfriamento e após a solidificação da solda, o material passa a se contrair, sendo
novamente impedido pelas regiões mais frias e afastadas da solda. Assim, no ponto 3
surgem tensões de tração junto ao cordão e de compressão nas regiões mais afastadas. Estas
tensões aumentam de intensidade levando ao escoamento da região aquecida. Após o
resfriamento completo, no ponto 4, as tensões residuais no centro da solda chegam a níveis
próximos ao limite de escoamento do material e existe uma distribuição de tensão similar à
mostrada na seção 4 da Figura 11.
16
z
x
4
3
2
1
Figura 10: Desenvolvimento de tensões no processo de soldagem de placas de aço.
Figura 11: Tensões residuais longitudinais em cada seção.
17
Capítulo 2
Influência das distorções na integridade estrutural
2.1 Introdução
As distorções introduzidas nos elementos estruturais devido aos processos de
fabricação presentes na construção naval e offshore têm efeito negativo em relação à
resistência limite das estruturas oceânicas. Estas distorções aumentam as chances de falha
por flambagem dessas estruturas. A falha por flambagem ocorre por instabilidade estrutural
quando é alcançada uma carga crítica em compressão axial. A tensão crítica que caracteriza
a falha por flambagem é inferior à tensão de escoamento do material, conforme pode ser
observado nas considerações estruturais de projetos baseados no estado limite último, na
Figura 12.
Figura 12: Considerações estruturais de projeto baseado no estado limite último.
18
Embarcações e colunas de plataformas semi-submersíveis são constituídas de
painéis que suportam grandes cargas compressivas e estão sujeitas a este tipo de falha.
Deste modo uma análise numérica com a incorporação das distorções de fabricação é de
grande importância para a prática de projeto das estruturas oceânicas. A Figura 13 ilustra
uma típica distorção pós-soldagem onde o modo de distribuição de flambagem é
dominante.
Figura 13: Típica distorção pós-soldagem onde o modo de flambagem é dominante.
A influência das distorções na integridade estrutural de placas já foi estudada por
métodos numéricos e experimentais por diversos autores. Carlsen e Czujko [8] citaram que
a ação das distorções pode ser benéfica ou degradante conforme a sua forma e o modo
dominante. Entretanto, Mansour et al. [9] salientaram que o aumento de resistência é muito
sensível a qualquer deformação local da placa e assim não deve ser incorporado ao projeto.
Pasqualino et al. [10] concluíram que em um painel isolado, diferentes níveis de
carga, condições de contorno e magnitude das distorções possuem forte influência na
resistência à flambagem. Mas, Gordo e Guedes Soares [11] demonstraram que o modo de
distribuição das distorções assume uma importância maior que a amplitude máxima.
O objetivo deste capítulo é analisar a influência das distorções na integridade
estrutural relativa à carga crítica de flambagem de placas sob compressão, realizando um
estudo paramétrico do colapso estrutural de placas de aço quando sujeitas a variação da
razão de aspecto, condição de contorno e amplitude máxima de distorção. O modo de
distribuição das distorções também é observado.
As análises numéricas foram realizadas utilizando o programa de elementos finitos
ABAQUS 6.3 de Hibbit et al. [13] em simulações do comportamento do colapso estrutural
de placas sob compressão.
19
2.2 Modelo Numérico
Os programas de modelagem numérica com elementos finitos estão evoluindo
através dos anos e são cada vez mais utilizados à medida que geram resultados muito
confiáveis. Esta evolução junto com o aumento da capacidade computacional vem
substituindo a forma de projeto de painéis baseada em dados experimentais por análises
numéricas. Os modelos numéricos oferecem um método prático para analisar a
sensibilidade da placa quanto à variação da razão de aspecto, condição de contorno e
amplitude máxima de distorção.
A curva do material foi obtida através de testes de tração uniaxial de amostras do
material. As propriedades mecânicas do aço empregado se encontram na Tabela 1. A curva
de tensão verdadeira por deformação plástica logarítmica é fornecida ao programa e se
encontra na Figura 14.
Tabela 1: Propriedades mecânicas do material.
Tensão de escoamento
365 MPa
Módulo de Elasticidade
2,07E05 N/mm2
Coeficiente de Poisson
0,3
Tensão verdadeira (MPa)
700
600
500
400
300
200
100
0
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
Deformação plástica logarítmica
Figura 14: Gráfico de tensão verdadeira por deformação plástica logarítmica do
material.
20
Parâmetros como o módulo de elasticidade, o coeficiente de Poisson e a curva de
tensão verdadeira por deformação plástica logarítmica serviram como dados de entrada ao
programa.
As placas foram modeladas em 3D com o elemento de casca com quatro nós e seis
graus de liberdade S4. Este elemento permite deformações de membrana finita e rotações
finitas e é capaz de analisar cascas finas e espessas. Foram considerados 5 pontos de
integração ao longo da espessura da casca. Foi adotada a hipótese de não-linearidade
geométrica, uma vez que, durante o carregamento, a geometria da placa é alterada, pois se
admitiram grandes deslocamentos e rotações dos nós.
Todas as placas analisadas apresentam a mesma dimensão transversal(b) de 625mm
e mesma espessura(t) de 11,1mm. Algumas dimensões longitudinais(a) foram consideradas
para a variação da razão de aspecto(a/b). As placas foram analisadas com condições de
contorno de apoio e engaste. Foram consideradas a simetria longitudinal e transversal para
a otimização do tempo de processamento nas análises. A carga de compressão foi imposta
através de deslocamentos prescritos nos nós da extremidade transversal. A Tabela 2 e a
Figura 15 ilustram as condições relevantes de contorno e de carregamento.
Tabela 2: Condições de contorno aplicadas.
Bordo da Placa
Condição de Contorno
Bordo de carga, x = 0
Uz = 0, θx = θy = θz = 0
Bordo apoiado
Uy = Uz = 0, θy = θz = 0
Bordo engastado
Uy = Uz = 0, θx = θy = θz = 0
21
Simetria longitudinal
b
a
Simetria transversal
Engaste ou Apoio
Deslocamentos prescritos
Figura 15: Visualização das condições impostas no modelo.
Foi feito um estudo com diversas densidades de malha para a definição da malha a
ser utilizada. As malhas adotadas foram geradas a partir de uma rotina em FORTRAN. Para
este estudo foi considerada uma placa com dimensões de 1200 mm de comprimento por
625 mm de largura e 11,1 mm de espessura em condição de contorno apoiada. Foi levado
em consideração o resultado de tensão crítica de flambagem obtido em cada análise em
relação à densidade da malha. O objetivo é a escolha de uma malha com a menor densidade
possível, mas que gere resultados confiáveis, economizando assim, o tempo de
processamento das análises. A malha escolhida conta com quinze elementos na direção
longitudinal e cinco elementos na direção transversal e apresenta uma diferença de apenas
1,76% em relação ao resultado de tensão crítica de flambagem obtido pela malha analisada
com maior densidade. A malha com maior densidade possui cinqüenta elementos na
longitudinal e dezesseis elementos na transversal. Na Figura 16 encontram-se a malha
utilizada e a mais refinada.
Figura 16: Malha utilizada comparada com a malha mais refinada.
22
2.3. Influência da Amplitude das Distorções
Em 1975 Faulkner [13] concluiu que a amplitude das distorções normalizada pela
espessura, (w), é proporcional ao quadrado do coeficiente de esbeltez da placa (β). Este
coeficiente é obtido em função da geometria da placa e das propriedades do material, sendo
estimado através da seguinte equação:
β=
b σo
t E
Onde: b é a largura da placa;
t é a espessura da placa;
σo é a tensão de escoamento do aço;
E é o módulo de elasticidade do aço.
Em 1991, Chapman [14] classificou a amplitude máxima de distorção (Wmáx) em
três categorias: leve, média e severa. As equações referentes a cada categoria podem ser
observadas na Tabela 3.
Tabela 3: Categorias de amplitude máxima de distorção.
Imperfeição
Wmáx/t
Leve
0.025β2
Média
0.1β2
Severa
0.3β2
23
Neste estudo as distorções estão distribuídas em forma de onda senoidal e
introduzidas no modelo numérico através das coordenadas nodais da malha pelos
componentes da série dupla de Fourier conforme a equação abaixo.
W ( x, y ) = W
sen(πx / a ) sen(πy / b)
máx
Esta primeira análise tem como objetivo a observação da influência da amplitude
das distorções no colapso das placas. Para este estudo as comparações entre os resultados
são feitas apenas relacionando a categoria de amplitude de distorção, pois cada análise é
realizada com as mesmas condições de contorno e razão de aspecto. Nestas análises
utilizam-se as equações propostas por Chapman para as categorias de amplitudes leve e
severa. Para uma categoria de amplitude média, optou-se pela utilização da média entre as
duas categorias extremas.
A primeira placa analisada possui as dimensões de 1200 mm de comprimento por
625 mm de largura e 11,1 mm de espessura. Esta placa se encontra em condição de
contorno apoiado. Na Tabela 4 estão as respectivas amplitudes máximas de distorção para
cada categoria.
Tabela 4: Amplitudes máximas de distorção.
Imperfeição
Wmáx (mm)
Leve
1,54
Média
10,04
Severa
18,54
24
As placas após o colapso encontram-se na Figura 17. As curvas de
tensão/deformação para as três condições podem ser observadas na Figura 18. As tensões
encontradas nas curvas representam a tensão compressiva longitudinal média dividida pela
tensão de escoamento (σcr/σo). A deformação representa a deformação compressiva
longitudinal média dividida pela deformação de escoamento (εcr/εo).
Amplitude leve
Amplitude média
Amplitude severa
Figura 17: Colapso das placas em ordem de amplitude máxima de distorção.
25
Tensão compressiva long.média / tensão de
escoamento
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
Amplitude leve
0,2
Amplitude média
0,1
Amplitude severa
0
0
0,5
1
1,5
2
Deformação compressiva long. média / def. de escoamento
Figura 18: Comparação entre as curvas de colapso obtidas para as três categorias.
Os resultados obtidos indicam que o aumento da amplitude das distorções diminui a
resistência ao colapso. As tensões longitudinais médias compressivas normalizadas pela
tensão de escoamento do aço resultaram respectivamente em 0,76, 0,74 e 0,68. Assim a
diferença entre os valores obtidos para a tensão de colapso entre as categorias extremas foi
de 11,7%, demostrando a grande influência da amplitude máxima de distorção.
A segunda placa analisada possui dimensões de 1800 mm de comprimento por 625
mm de largura e 11,1 mm de espessura. Esta placa se encontra em condição de contorno
apoiado. Na Tabela 5 estão as respectivas amplitudes máximas de distorção para cada
categoria.
Tabela 5: Amplitudes máximas de distorção.
Imperfeição
Wmáx (mm)
Leve
1,54
Média
10,04
Severa
18,54
26
As placas após o colapso encontram-se na Figura 19. As curvas de
tensão/deformação para as três condições podem ser observadas na Figura 20.
Amplitude leve
Amplitude média
Amplitude severa
Tensão compressiva long.média / tensão de
escoamento
Figura 19: Colapso das placas em ordem de amplitude máxima de distorção.
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
Amplitude leve
0,2
Amplitude média
0,1
Amplitude severa
0
0
0,5
1
1,5
Deformação compressiva long. média / def. de escoamento
Figura 20: Comparação entre as curvas de colapso obtidas para as três categorias.
Pode-se observar o inverso do que aconteceu com a primeira placa analisada nos
resultados obtidos para esta geometria, ou seja, o aumento da amplitude das distorções
aumenta a resistência ao colapso por flambagem. As tensões de colapso normalizadas pela
tensão de escoamento do aço foram respectivamente de 0,71, 0,80 e 0,81. Assim a
27
diferença entre os valores obtidos para a tensão de colapso entre as categorias extremas foi
de 14,1%, demostrando a grande influência da amplitude máxima de distorção. Apesar do
aumento de capacidade de carga obtido pela placa com maiores níveis de distorção, esta
prática não deve ser incorporada ao projeto, pois o aumento de resistência é muito sensível
a qualquer deformação local da placa, Mansour et al. [9]. A razão deste aumento de
capacidade está relacionada ao modo natural de flambagem da placa analisada e comenta-se
melhor este fato na seção 2.5.
28
2.4 Estudo Paramétrico
Para um melhor entendimento do comportamento estrutural de placas planas foi
desenvolvido um estudo paramétrico das placas quando sujeitas a variações de condição de
contorno, razão de aspecto (a/b) e amplitude máxima de distorção. Foram consideradas as
condições de contorno de bordo apoiado e bordo engastado. Pasqualino et al. [10]
concluíram que a condição de engaste é a condição que mais se aproxima de um painel
enrijecido. A condição de bordo apoiado proporciona resultados mais conservadores.
Neste estudo, a espessura e a largura de cada placa foram mantidas constantes com
11,1mm e 625mm respectivamente. Foram consideradas seis variações do comprimento da
placa, resultando nas razões de aspecto encontradas na Tabela 6:
Tabela 6: Razões de aspecto para cada comprimento de placa.
Comprimento
Razão de aspecto (α)
1200 mm
1.92
1350 mm
2.16
1500 mm
2.40
1800 mm
2.88
2400 mm
3.84
3000 mm
4.80
Foram utilizadas as amplitudes máximas de distorção das três categorias já citadas,
leve, média e severa.
29
Para a condição de contorno apoiada, os resultados podem ser observados na Figura
tensão longitudinal média compressiva / tensão
de escoamento
21, onde cada cor representa uma razão de aspecto.
0.86
0.83
0.8
0.77
0.74
0.71
0.68
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
1.8
Wmax / t
4,80
3,84
2,88
2,40
2,16
1,92
Figura 21: Tensão média por amplitude máxima de distorção na condição de apoio.
Os resultados obtidos mostram que para o nível de distorção leve, o aumento da
razão de aspecto representa a queda da resistência à flambagem. Para o nível de distorção
severo, observamos o resultado oposto. Neste nível o aumento da razão de aspecto
representa o aumento da resistência à flambagem. A única exceção acontece para a placa
com razão de aspecto 4.8 que apresenta menor resistência que a placa com 3,84. Devido a
essa alternância, na resistência à flambagem nas condições de amplitude leve e severa,
encontra-se um resultado que não segue um padrão, quando se observam os resultados
obtidos para o nível médio de distorção. Em relação à variação dos níveis de distorção, três
resultados foram observados. As placas com menores razões de aspecto (1.92 e 2.16)
apresentaram uma queda de resistência com o aumento das amplitudes das distorções. A
placa com razão de aspecto 2.4 apresenta um aumento na resistência quando o nível passa
de leve para médio, mas quando passa de médio para severo esta placa apresenta uma
queda de resistência. As placas com maiores razões de aspecto (2.88, 3.84 e 4.80)
apresentam um aumento da capacidade de carga com o aumento das amplitudes das
distorções. Deve ser lembrado que este aumento de resistência está relacionado ao modo de
distribuição das distorções.
30
Para a condição de contorno engastada, os resultados são mostrados na Figura 22.
tensão compressiva long. média / tensão de
escoamento
0,96
0,95
0,94
0,93
0,92
0,91
0,9
0,89
0,88
0
0,2
a = 4,8
0,4
0,6
3,84
0,8
2,88
1
Wmax / t
2,40
1,2
1,4
2,16
1,6
1,8
1,92
Figura 22: Tensão média por amplitude máxima de distorção na condição de engaste.
Os resultados obtidos para esta condição indicam que o aumento da razão de
aspecto proporciona o aumento da capacidade de carga das placas para quase todas as
análises realizadas. Em relação à variação das amplitudes de distorções, as placas com
razão de aspecto 4.8, 3.84, 2.88, e 1.92 apresentam um aumento da resistência à flambagem
com a mudança da amplitude de distorção leve para média, mas apresentam uma pequena
queda na mudança de amplitude média para severa. As placas com razão de aspecto 2.16 e
2.40 apresentaram queda da resistência com o aumento da amplitude das distorções.
31
2.5 Influência do Modo de Distribuição das Distorções
Para o estudo da influência do modo de distribuição das distorções na resistência à
flambagem de placas utiliza-se o comando Buckle presente no ABAQUS. Este comando
determina o modo natural de flambagem de uma placa perfeita. A placa escolhida para este
estudo é a de razão de aspecto 2.88 (1800mm x 625mm x 11.1mm) que obteve resultados
de aumento da resistência à flambagem com o aumento da amplitude das distorções. A
Figura 23 mostra este aumento de resistência. O modo de distribuição das distorções desta
placa é formado por uma meia onda e foi fornecido pela fórmula idealizada pela série de
Tensão compressiva long.média / tensão de
escoamento
Fourier já citada neste capítulo.
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
Amplitude leve
0,2
Amplitude média
0,1
Amplitude severa
0
0
0,5
1
1,5
Deformação compressiva long. média / def. de escoamento
Figura 23: Aumento da resistência à flambagem com o aumento do nível de distorção
para a placa com α = 2.88 e com uma meia onda como forma de distribuição.
O modo natural de flambagem desta placa possui três meias ondas e pode ser
observado na Figura 24.
32
Figura 24: Modo natural de flambagem da placa com α = 2.88.
Depois de definido o modo natural de flambagem da placa, observa-se a sua
resistência em função dos três níveis de distorções impostos de forma que coincidam com o
modo natural de flambagem, ou seja, composto de três meias ondas. A Figura 25 demonstra
a perda de resistência desta chapa com o aumento do nível das distorções.
Tensão compressiva long.média / tensão
de escoamento
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
amplitude leve
amplitude média
0,1
amplitude severa
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
Deformação compressiva long. média / def. de escoamento
Figura 25: Aumento da resistência à flambagem com o aumento do nível de distorção
para a placa com α = 2.88 e com uma meia onda como forma de distribuição.
Se observa a maior diferença entre a carga crítica de flambagem entre a placa com o
modo de distribuição com uma meia onda e a placa com o modo natural (três meias ondas)
33
no nível de distorção severo, conforme a Figura 26. A única diferença nas análises é o
modo de distribuição e a diferença entre as tensões médias é de 62%
Tensão compressiva long.média / tensão
de escoamento
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
1 meia onda
0,1
modo natural
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
Deformação compressiva long. média / def. de escoamento
Figura 26: Diferença entre a tensão de resistência à flambagem relacionada ao modo
de distribuição das distorções.
Este resultado mostra a grande influência do modo de distribuição das distorções em
placas de aço. Demonstrando que é imprescindível determinar com precisão os modos e as
amplitudes das distorções presentes em placas reais. Assim, a medição das distorções é
recomendável para a obtenção de uma resposta mais precisa quanto à resistência ao colapso
de placas de estruturas oceânicas. A medição das distorções é o assunto do próximo
capítulo.
34
Capítulo 3
Medição das distorções
3.1 Introdução
A forte competição internacional no mercado de construção naval requer novos
desenvolvimentos para obter a mais alta eficiência. Assim, para melhorar sua posição em
competitividade, os estaleiros ao redor do mundo estão continuamente procurando por
novos métodos para alcançar maior qualidade no produto final, junto com a redução de
tempo e custos de produção. A tendência de desenvolvimento está voltada para processos
precisos que evitem os processos de correção oriundos das distorções de fabricação.
Conforme foi demonstrado, as distorções de fabricação constituem um sério
problema na construção naval. Muitas pesquisas relacionadas à previsão das distorções e
tensões residuais devido aos processos de soldagem têm sido desenvolvidas, mas poucas
são utilizadas em projeto. A maior parte destes métodos de cálculo apresenta fórmulas
baseadas em medições das distorções e não apresentam resultados precisos, principalmente
em relação às distorções nas regiões mais próximas ao cordão de solda.
Neste sentido, o uso de equipamentos de medição de grande precisão deve ser
incorporado aos estaleiros. A utilização destes equipamentos pode gerar muitos benefícios
aos estaleiros modernos. A obtenção precisa da forma e magnitude das distorções
possibilita o uso de modelos numéricos para uma estimativa mais precisa da resistência
estrutural dos painéis. As etapas mais críticas de fabricação podem ser determinadas para
que técnicas de minimização das distorções possam ser desenvolvidas. Estes equipamentos
de medição ainda podem ser utilizados com o intuito de comparar métodos ou mesmo
equipamentos que desenvolvam menores níveis de distorção.
35
3.2 Tecnologias de medição
O levantamento tridimensional de pontos é um problema clássico que pode ser
tratado por distintas metodologias. As tecnologias de medição têm sido melhoradas
consideravelmente nos últimos anos. Isso tem capacitado os estaleiros a controlar melhor a
precisão de fabricação em todas as etapas de construção com uma tolerância severa. Nesse
contexto, é importante conhecer a precisão dos equipamentos de medição, o método de
medição, os custos do processo e onde se encontram os limites econômicos.
Consequentemente, uma relação entre custo e benefício deve ser pesquisada, Redlin [15].
Para a medição de partes fabricadas, sub-montagens, montagens e blocos, técnicas
de medição em coordenadas 3D são muito adotadas. Para explorar completamente o
potencial das modernas tecnologias de medição, é necessária uma sistemática pesquisa
considerando os princípios, as referências e a integração dos sistemas CAD em um
estaleiro, Manninen et al. [16].
Deste modo, o objetivo desta pesquisa foi o levantamento de equipamentos com alta
precisão de medição para sua utilização na construção naval e offshore. A pesquisa foi
realizada nos mercados nacional e internacional e uma avaliação tecnológica dos
equipamentos disponíveis mostrou que estes equipamentos podem ser utilizados para
realizar medições precisas em estaleiros. A possível utilização destas tecnologias de
medição durante todas as etapas de construção quantificaria as amplitudes e modos de
distribuição das distorções de fabricação, assim como poderiam ser observados os estágios
mais críticos de fabricação para a utilização de técnicas de minimização das distorções.
36
3.3 Tecnologia 3D Laser Scanning
Existem dois tipos principais de laser scanners, os que são baseados no princípio da
triangulação e os baseados no tempo de retorno do sinal. Os scanners baseados no princípio
da triangulação possuem uma fonte laser e, no mínimo, um sensor CCD (Dispositivo de
carga acoplada – CCD, sigla formada pelas iniciais de Charge Coupled Device.) que
captura a luz laser refletida pelo alvo, como mostrado na Figura 27. A geometria entre o
laser e o sensor CCD é conhecida e permite o cálculo das coordenadas 3D dos pontos
atingidos pelo laser.
Figura 27: Laser Scanning baseado no princípio da triangulação.
O Laser Scanning avaliado no Laboratório de Tecnologia Submarina da Coppe foi o
S25 da Mensi, que trabalha numa faixa de 2 a 25 metros e capta 100 pontos por segundo,
com um desvio padrão de 0,6 mm em 5 metros, podendo atingir uma precisão menor que
1mm em 5 metros se for corretamente calibrado. Este sistema não é adequado para sua
utilização em estaleiros devido à sua perda de precisão relacionada à distância do alvo. Nos
scanners por triangulação, a exatidão diminui com o quadrado da distância.
Para distâncias maiores, outra alternativa é o sistema LIDAR (Light Detection And
Ranging) que mede a distância através do tempo de retorno do pulso laser (Time of Flight).
Nesse sistema de varredura, o instrumento emite milhares de pulsos laser por segundo. O
instrumento mede as distâncias, a intensidade da energia refletida pelo objeto e os
37
parâmetros de atitude do feixe (azimute e elevação), que são coordenadas polares do ponto,
em relação ao referencial do laser (Figura 28). A partir destes dados é possível calcular as
coordenadas cartesianas 3D dos pontos medidos que podem ser usados para criar uma
imagem semelhante à visível. Com este sistema é, teoricamente, possível trabalhar durante
a noite, já que não requer luz visível. O resultado final do processo de medição e
processamento é uma nuvem de pontos.
Figura 28: Azimute e elevação do feixe laser.
Este tipo de Laser Scanning já tem sido utilizado na construção naval em projetos
de levantamento das distorções de fabricação no estaleiro Northrop Grumman Ship
Systems. O equipamento utilizado é o Riegl LPM-25HA-C, indicado na Figura 29. Este
laser possui uma precisão de 2mm em 10 metros e capta uma nuvem de 1000 pontos por
segundo.
Figura 29: Riegl LPM-25HA-C.
38
Em Huang et al. [2] foi desenvolvida uma pesquisa para a melhoria dos processos
de fabricação em estaleiros com intuito de minimizar os níveis de distorção. Nesta pesquisa
eles compararam vários processos de fabricação através de medições com o Laser Scanning
Riegl e chegaram a bons resultados. A Figura 30 indica um dos painéis utilizados na
pesquisa e as Figura 31 e 32 representam respectivamente as medições obtidas com o
equipamento e com um modelo numérico de previsão das distorções.
Figura 30: Painel enrijecido com distorções de soldagem.
Figura 31: Medições realizadas com Laser Scanning.
Figura 32: Modelo numérico.
39
3.4 Laser Tracker
O Laser Tracker é um equipamento que utiliza um feixe laser para a obtenção de
coordenadas 3D. Este equipamento fornece a medição de um alvo que pode ser movido em
qualquer posição que encontre a linha do feixe laser oriundo da unidade base. Assim a
diferença básica entre o Laser Tracker e o Laser Scanning está no alvo no qual o feixe laser
é refletido. Enquanto o alvo do Laser Scanning é a própria estrutura, no Laser Tracker
existe um refletor (Figura 33). Apesar desta desvantagem em termos de velocidade de
aquisição de dados, este Laser possui uma grande vantagem em termos de precisão,
podendo obter uma precisão dimensional de alguns microns em uma faixa de dezenas de
metros.
Figura 33: Refletor do Laser Tracker.
Na Figura 34, pode ser observada a utilização do Laser Tracker para a medição da
forma de uma embarcação de competição onde um nível mínimo de distorção é requerido.
40
Figura 34: Utilização do Laser Tracker.
As empresas fornecedoras do Laser Tracker, API e Faro, fizeram demonstrações em
vídeo do equipamento no Laboratório de Tecnologia Submarina da Coppe. Os lasers
observados encontram-se nas Figuras 35 e 36.
Figura 35: Laser Tracker da Faro.
41
Figura 36: Laser Tracker da API.
A Figura 37 mostra o Laser Tracker da Faro sendo avaliado no Laboratório de
Tecnologia Submarina da Coppe. A principal vantagem apresentada em relação ao 3D
Laser Scanning foi a maior precisão na medição, 0.025 mm em até 10 metros.
Figura 37: Avaliação do Laser Tracker no Laboratório de Tecnologia Submarina da
Coppe.
42
Dentre os equipamentos pesquisados, tanto o Laser Tracker quanto o Laser
Scanning mostraram-se ferramentas com um futuro promissor dentro da construção naval e
offshore. Deve-se realizar uma pesquisa mais detalhada antes da aquisição destes
equipamentos, principalmente devido ao alto custo que eles são cotados atualmente no
mercado. Deve-se levar em consideração o objetivo principal relacionado à aquisição destes
equipamentos, ou seja, se o objetivo final for uma alta precisão na medição (embarcações
de competição e análises estruturais precisas com incorporação das medições), o Laser
Tracker é o mais indicado. Mas se o objetivo final necessita de uma maior facilidade de
medição e de boa precisão, mas não tão alta como a do Tracker, como na análise de
métodos de fabricação e medições de comparação a modelos numéricos de previsão das
distorções, assim o Laser Scanning pode ser utilizado.
43
3.5 Medição das distorções em um painel em escala reduzida
Nesta etapa, foi realizada a medição das distorções de fabricação em um modelo
reduzido de um painel com reforços longitudinais. Através desta medição, pode-se estimar
a resistência ao colapso do painel com a incorporação dos dados medidos em um modelo
numérico de elementos finitos. A Tabela 7 apresenta as dimensões do painel reduzido e a
Figura 38 mostra este painel.
Tabela 7: Dimensões do painel
Chapa
Enrijecedor
comprimento
153,85 mm comprimento
largura
128,20 mm altura
espessura
0,77 mm
espessura
153,85 mm
7,70 mm
0,77 mm
Figura 38: Painel em escala reduzida.
44
A medição das distorções, mostrada na Figura 39 foi realizada usando-se um relógio
comparador com 0,01 mm de precisão. Com os recursos apresentados pelos equipamentos
já citados neste capítulo pode-se realizar essa medição com sucesso em painéis em escala
real.
Figura 39: Medição das distorções.
Nos valores medidos a maior amplitude de distorções encontrada foi de 0,375 mm.
As distorções medidas foram introduzidas em um modelo de elementos finitos, utilizandose o ABAQUS para obtenção da tensão de colapso do painel. O modo de falha do painel
está indicado na Figura 40. A tensão de colapso representada pela tensão média
longitudinal normalizada pela tensão de escoamento pode ser observada na Figura 41.
45
Figura 40: Representação do modo de falha do painel.
1
0,9
0,8
tensão
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0
0,5
1
1,5
def.(mm)
2
2,5
3
Figura 41: Tensão média longitudinal normalizada pela tensão de escoamento.
Este resultado obtido para a carga crítica de flambagem destes painéis em escala
reduzida possui uma boa correlação com testes experimentais de compressão realizados no
Laboratório de Tecnologia Submarina da Coppe.
46
Capítulo 4
Simulação de soldagem
4.1 Introdução
Os processos de soldagem são baseados em um aquecimento local da estrutura até
sua temperatura de fusão e resfriamento através das condições de contorno térmicas. A
distribuição de temperatura é altamente não uniforme no espaço e no tempo, causando
distorções e tensões residuais na estrutura. Pesquisas referentes ao maior entendimento da
física dos processos de soldagem e para a previsão dos campos de temperatura, tensões e
deformações vem sendo desenvolvidos desde 1930, inicialmente através de modelos
analíticos, mas atualmente existem complexas simulações com elementos finitos em 3D.
Essas técnicas de solução para o problema da soldagem foram mudando através dos anos
com o crescimento da capacidade computacional.
As primeiras pesquisas relacionadas ao desenvolvimento de modelos analíticos dos
processos de soldagem tiveram início em 1930. Bolton et al. [17] em 1936, analisaram as
tensões térmicas em uma aresta soldada.
Também na década de 30, segundo Sorensen [18], Rosenthal publicou a teoria
básica de fluxo de calor relativo ao movimento de uma fonte de calor (linear, pontual e
plana). Nessa teoria, uma fonte de calor na origem de um sistema de coordenadas
retangular móvel (x’, y’, z’) se desloca a uma velocidade constante relativa ao sistema de
coordenadas estacionário (x, y, z). Assim, um observador no sistema estacionário (x, y, z)
notaria a mudança no campo de temperatura no contorno da reta em que a fonte de calor
passa. Já um observador posicionado no sistema de coordenada móvel (x’, y’, z’), não
perceberia a mudança de temperatura. Rosenthal assumiu que a solda era suficientemente
longa para atingir esse estado chamado quasi-estacionário. A hipótese de regime quasi-
47
estacionário ainda é um método analítico muito utilizado para o cálculo do histórico
térmico de soldas.
As primeiras análises térmicas possuíam muitas simplificações. A maioria das
pesquisas eram unidimensionais e limitadas, pois existe uma enorme complexidade quando
as propriedades mecânicas e térmicas do material são transientes e não lineares. A
complexidade da modelagem e simulação do processo de soldagem está relacionada aos
diversos fenômenos presentes nas relações entre o fluxo de calor, deformação e a
microestrutura do material. Lindgren [19] relacionou os fenômenos que ocorrem durante a
soldagem, conforme pode ser observado na Figura 42. Na Tabela 8, encontram-se as
relações existentes entre esses fenômenos.
Fluxo de calor
3
Deformação
4
5
6
1,2
Microestrutura
Figura 42: Fenômenos presentes no processo de soldagem.
Tabela 8: Relações entre os fenômenos da soldagem.
1.a)
Expansão térmica dependente da microestrutura do material;
1.b)
Mudança de volumes devido a mudanças de fase;
2.a)
Comportamento plástico do material dependente da microestrutura do material;
2.b)
Comportamento elástico do material dependente da microestrutura do material;
3.a)
Condutividade térmica e calor específico dependentes da microestrutura do
material;
3.b)
Calor latente devido à mudanças de fases;
4.a)
Deformação muda as condições de contorno térmicas;
4.b)
Calor devido à taxa de deformação plástica;
4.c)
Calor devido à taxa de deformação térmica;
4.d)
Calor devido à taxa de deformação elástica;
5.)
Evolução da microestrutura dependente da temperatura;
6.)
Evolução da microestrutura dependente da deformação.
48
Para tentar simular esse complexo processo, necessita-se, no mínimo, de um modelo
que calcule o fluxo de calor e a resposta mecânica resultante.
A introdução de ferramentas computacionais para a solução de modelos
matemáticos foi muito importante para o desenvolvimento das análises de tensões residuais
e distorções oriundas da soldagem. Isso permitiu a obtenção de resultados mais próximos
da realidade. As soluções práticas com a implementação de técnicas numéricas tiveram
início na década de 1960.
As primeiras pesquisas relacionadas à simulação de soldagem diminuíram o custo
computacional do problema com a redução da dimensão do modelo de três para duas ou
uma dimensão. A primeira previsão numérica das tensões residuais devido à soldagem
provavelmente se encontra na publicação de Tall [20] em 1964. Nessa pesquisa, foi
realizada uma análise mecânica unidimensional, porém a solução analítica para as
temperaturas foi realizada de forma bidimensional.
As primeiras simulações bidimensionais aconteceram na década de 1970. Nesses
modelos somente um plano perpendicular à direção de soldagem é considerado. É evidente
dentro da literatura, que a modelagem em 2D foi a base para o modelagem em 3D. Os
pesquisadores tentaram evitar a modelagem em 3D e assim comparavam seus resultados
com medições experimentais. Algumas diferenças foram observadas entre as tensões
residuais obtidas com modelos numéricos e medições experimentais. Mas, esses resultados
que levaram a acreditar que os modelos em 2D eram inadequados para a quantificação das
tensões residuais, não condenaram a simulação em 2D, pois alguns erros se devem ao
incompleto entendimento da física da soldagem e da dificuldade de se obterem dados do
material em altas temperaturas. Devem ser mencionadas algumas pesquisas desenvolvidas
que produziram bons resultados como as de Rybicki et al. [21,22].
Até o final da década de 1980, a simulação de soldagem em 3D não tinha sido
implementada. Isso se deve à grande demanda computacional necessária para o seu
desenvolvimento. Para se obterem resultados precisos de temperaturas e tensões, devido a
altos gradientes de temperatura, necessita-se do desenvolvimento de uma malha muito
refinada. O comportamento não linear do material, devido à plasticidade e às propriedades
mecânicas e térmicas dependentes da temperatura, requer incrementos muito pequenos para
alcançar convergência. Assim, o primeiro modelo em 3D para previsão de tensões residuais
49
em uma solda completa foi desenvolvido apenas em 1988 por Lindgren e Karlsson [23].
Outras complexas simulações em 3D foram desenvolvidas como em Andersen [1].
A simulação de soldagem em 3D ainda continua com uma grande demanda
computacional. A questão é saber até onde a modelagem em 2D pode fornecer resultados
satisfatórios comparados a modelagem em 3D. Ueda [24], em 1995, afirmou que após uma
simulação em 3D validada deveria ser desenvolvido um modelo 2D correspondente. Em
2000, Shahram Sarkani et al. [25] compararam modelos numéricos de simulação de
soldagem 2D e 3D em relação aos resultados obtidos em termos do histórico de temperatura
e das tensões residuais para uma solda de filete realizada com um passe e com três passes.
Nessa pesquisa foi desenvolvida uma técnica para a determinação do histórico de
temperatura em uma zona central da junção que é baseada no balanço global de
transferência de calor entre a junta soldada, a seção que está sendo analisada e a velocidade
de soldagem. Os históricos de temperatura foram obtidos com sucesso pela técnica 2D. As
tensões residuais obtidas mostraram cerca de 30% de diferença, mas com valores mais
conservadores que o modelo 3D.
Em sua tese de PhD, Sorensen [18] desenvolveu um modelo 2D relativamente
simples para a soldagem de filete no qual gerou resultados com boa correlação com
medições realizadas. O desafio deste capítulo foi a tentativa de reproduzir a análise de
Sorensen e obter bons resultados relacionados ao desenvolvimento de tensões residuais
longitudinais devido a soldagem.
50
4.1.1 Equações Básicas da Análise Térmica
O comportamento fundamental da condução de calor, conhecido como lei de
Fourier, está baseado em um fluxo de energia, Q” (W/m2), que flui de uma região quente
para regiões mais frias, linearmente dependente do gradiente de temperatura, ∇T.
Q”= -k∇T
⎛∂ ∂ ∂⎞
Onde k é a condutividade térmica do material e ∇ = ⎜⎜ , , ⎟⎟ .
⎝ ∂x ∂y ∂z ⎠
A próxima equação representa o princípio de uma análise de transferência de calor
em um sólido na qual associa a distribuição de temperatura dependente no espaço e no
tempo. Esta equação pode ser facilmente obtida aplicando-se o princípio de conservação de
energia e a lei de Fourier.
Q&
∂T
= α∇ 2T +
ρc
∂t
Onde Q& é taxa de geração interna da calor e α é a difusidade térmica do material, que é dada
por:
α = k ρc
Onde, k é a condutividade térmica do material, ρ é a densidade do mesmo e c é o calor
específico.
51
4.2 Modelo Numérico
Para o desenvolvimento do modelo numérico de elementos finitos foi utilizado o
programa ABAQUS (versão 6.3), Hibbit et al. [12]. Para a transferência de calor envolvida,
foi utilizada uma análise em 2D completamente acoplada que resolve simultaneamente os
campos de tensões, deslocamentos e temperaturas. O modelo se refere à soldagem filete
entre duas placas de 12mm de espessura. As dimensões utilizadas são as mesmas utilizadas
por Sorensen [18]. As dimensões da estrutura podem ser observadas na Figura 43:
Figura 43: Dimensões da estrutura [18].
A modelagem da microestrutura do material, ou seja, as propriedades mecânicas e
térmicas são baseadas em dados disponíveis do material. Esses dados de material em uma
faixa de altas temperaturas são muito difíceis de serem obtidos. As propriedades mecânicas
e térmicas do material foram obtidas em Sorensen [18]. Na Tabela 9 estão listadas as
propriedades na temperatura ambiente (20º). Na Figura 44 observam-se as propriedades
dependentes da temperatura.
52
Tabela 9: Propriedades do material na temperatura ambiente (20º).
Propriedade
Símbolo
Valor
Unidade
Condutividade Térmica
k
41
W/mK
Calor específico
c
350
J/KgK
Densidade
ρ
7850
Kg/m3
Coef. de elasticidade
E
210000
MPa
Poisson
ν
0.3
_
Coef. de expansão térmica
α
1.2 10-5
1/K
Tensão de Escoamento
σ
285
MPa
Figura 44: Propriedades do material em função da temperatura [18].
53
Devido à utilização de uma análise mecânica/térmica completamente acoplada, a
solução obtida fornece simultaneamente temperaturas e deformações, requerendo assim o
uso de elementos que tenham deslocamentos e temperaturas como variáveis nodais. Para
esta análise 2D, foi utilizado um elemento sólido de deformação plana (CPE6MT). Este
elemento composto por seis nós possui forma triangular arbitrária e um grau de liberdade
para temperaturas e dois graus de liberdade de deformações (Ux e Uy) para cada nó. A
Figura 45 ilustra o elemento utilizado nas análises.
Figura 45: Elemento utilizado nas análises
Quando temperatura, tensões e deformações mudam rapidamente perto do cordão de
solda devido a altos gradientes de temperatura, torna-se necessário o uso de uma malha
bastante refinada para obter convergência e principalmente precisão dos resultados. A
malha perto da região de aplicação de calor deve ser muito refinada, já as regiões mais
distantes não necessitam desta mesma densidade. Assim, a malha foi elaborada de forma
que apresentasse bastante refinamento em toda região que sofre os maiores gradientes de
temperatura, diminuindo a sua densidade em função da distância da região de aplicação de
calor. A Figura 46 ilustra a malha desenvolvida para as análises.
54
Figura 46: Malha desenvolvida para as análises [18].
Em relação às condições de contorno mecânicas, utiliza-se a condição de simetria
para redução da demanda computacional. Um nó da extremidade do flange foi modelado
em condição de apoio, estas condições de contorno são observadas na Figura 46.
Em relação às condições de contorno térmicas, utiliza-se a transferência de calor por
radiação e convecção. Dado um corpo com temperatura T em Kelvin, a radiação nas suas
superfícies externas com a temperatura ambiente To segue a lei de Stefan-Boltzmann.
Assim, a diferença de temperatura entre a estrutura que recebe o calor e a temperatura
ambiente causa um fluxo de perda de calor dado por:
55
(
= σε (T
Q"rad = σε T 4 − T04
Q"rad
2
+ T02
)
)(T + T )(T − T )
Q"rad = hrad (T − T0 )
0
0
Onde:
ε é a emissividade;
σ é a constante de Stefan-Boltzmann;
hrad é o coeficiente de radiação.
A condição de convecção acontece quando um corpo com temperatura T possui em
seu contorno um fluido com a temperatura To. Existe um coeficiente de convecção hcon, que
associado à diferença de temperatura (T - To) causa um fluxo de calor Q”con:
Q"con = hcon (T − T0 )
Após a definição das propriedades do material, do elemento, da malha e das
condições de contorno, define-se a aplicação de calor no modelo. Esta aplicação de calor é
feita através de temperaturas prescritas na região de solda. Esta região é aquecida com um
gráfico de temperatura variando com o tempo. A Figura 47 representa a variação de
temperatura em função do tempo na região de solda. Em um segundo a região de solda é
aquecida da temperatura inicial de 20º até 1600º, permanecendo com esta temperatura por
mais dois segundos. Após os três segundos de aquecimento, a temperatura prescrita é
removida e o modelo resfria através das condições de contorno térmicas.
56
2000
Temperatura (ºC)
1600
1200
800
400
0
0
1
2
3
4
5
6
T empo (s)
Figura 47: Temperatura prescrita aplicada na região de solda
57
4.3 Análise Numérica
Primeiramente com o intuito de validar o modelo, foram realizadas algumas análises
com diferentes temperaturas prescritas em função do tempo. Nestas análises, observou-se o
deslocamento vertical da placa flange em relação à linha base inicial, conforme indica a
Figura 48. Nas Figuras 49 à 52, são observados os quatro carregamentos de temperaturas
prescritas junto com os respectivos deslocamentos residuais da placa.
Figura 48: Deslocamento residual da placa.
2000
Temperatura (ºC)
1600
1200
Uy=1.18mm
800
400
0
0
1
2
3
4
5
6
T empo (s)
Figura 49: Caso 1 de temperatura prescrita e deslocamento residual.
58
2000
Temperatura (ºC)
1600
1200
Uy= 1.34mm
800
400
0
0
1
2
3
4
5
6
T empo (s)
Figura 50: Caso 2 de temperatura prescrita e deslocamento residual.
2000
Temperatura (ºC)
1600
1200
Uy=1.44mm
800
400
0
0
2
4
6
8
10
12
14
T empo (s)
Figura 51: Caso 3 de temperatura prescrita e deslocamento residual.
Temperatura (ºC)
1200
800
Uy=0.38mm
400
0
0
1
2
3
4
5
6
T empo (s)
Figura 52: Caso 4 de temperatura prescrita e deslocamento residual.
59
Nos cinco casos analisados, os resultados obtidos demonstram coerência em relação
aos deslocamentos residuais obtidos, pois quanto maior a carga de temperatura aplicada,
maior o deslocamento residual obtido. Esse resultado era esperado e foi confirmado
validando o modelo desenvolvido.
O caso 1 foi a análise na qual Sorensen fez medições para o deslocamento residual e
para as tensões residuais longitudinais na placa flange. Deste modo, o caso 1 pode ser
melhor analisado com a comparação dos resultados obtidos em relação aos resultados
numéricos de Sorensen e as medições também encontradas em sua tese de doutorado.
Os resultados obtidos pelo modelo desenvolvido podem ser comentados. Com o
início do aquecimento, a placa flange começa a se deformar para baixo, ou seja, na direção
negativa do eixo y. As Figuras 53 e 54 mostram a estrutura no final da aplicação da
temperatura prescrita.
60
y
x
Figura 53: Deformações nas placas [m] no final da aplicação do aquecimento.
x
y
x
Figura 54: Distribuição de temperaturas [ºC] no final do aquecimento.
61
Com o fim do aquecimento, a estrutura soldada começa a resfriar através das
condições de contorno impostas no modelo. Nesta fase, a placa flange começa a deformar
na direção inversa à sua deformação na fase de aquecimento, ou seja, deforma na direção
positiva do eixo y. A Figura 55 ilustra as deformações residuais no final do resfriamento.
Conforme a explicação teórica apresentada no primeiro capítulo, espera-se que no final do
resfriamento a estrutura possua tensões residuais de tração na região próxima à solda e
tensões de compressão nas regiões mais distantes. A Figura 56 mostra a distribuição final
de tensões nas placas, confirmando a distribuição de tensões esperada.
y
x
y
Figura 55: Deformações das placas [m] no final do resfriamento.
x
62
y
x
2
Figura 56: Distribuição de tensões residuais longitudinais [N/m ] nas placas após o
resfriamento completo.
Para verificar se o modelo desenvolvido reproduziu com sucesso as tensões
residuais longitudinais no final da simulação de soldagem, comparam-se os resultados
obtidos neste modelo com os resultados obtidos por Sorensen em seu modelo numérico e
com os resultados obtidos em suas medições. A Figura 57 mostra os três resultados.
63
400
350
Tenão Longitudinal (MPa)
300
250
200
Medido
150
Numérico de Sorensen
100
Numérico Desenvolvido
50
0
-50
-100
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Distância da linha de centro (mm)
Figura 57: Comparação entre os resultados obtidos por Sorensen e o modelo
desenvolvido.
64
Capítulo 5
Minimização das distorções
5.1 Introdução
No primeiro capítulo, se observou a grande quantidade de problemas existentes na
construção naval e offshore relacionados às distorções de fabricação. Foi demonstrado que,
as distorções de fabricação, principal fator de influência no tempo e no custo da produção
naval, devem ser reduzidas para que grandes ganhos econômicos e de qualidade possam ser
alcançados. No segundo capítulo, foi demonstrada a grande influência das distorções de
fabricação no colapso por flambagem de placas de aço. A atual tendência do aumento do
uso de chapas finas na construção naval e offshore tem resultado em maiores níveis de
distorção de flambagem nos painéis. Devido a estes fatos inúmeras pesquisas têm sido
desenvolvidas com o intuito de minimizar e controlar estas distorções.
Desde o começo dos anos 90, a fabricação precisa com um maior controle das
distorções passou a ter mais importância na construção naval. Esse aumento de importância
se deve, resumidamente, em razão de três necessidades:
•
Correção de imprecisões e distorções;
•
Aumento da mecanização e do uso de robôs nos estaleiros;
•
Trabalhadores com experiência e conhecimento para o tratamento das
imprecisões e distorções não se encontravam mais disponíveis.
O desenvolvimento de técnicas para o controle e minimização das distorções é
bastante complexo. Dentro da construção naval e offshore, existem muitos equipamentos
diferentes, e isso dificulta a troca de conhecimentos entre os estaleiros. Mas essa não é a
única dificuldade, o primeiro obstáculo para a redução das distorções está associado à
65
mentalidade geralmente existente nos estaleiros. Há um paradigma de que as distorções são
inevitáveis na prática construtiva e apenas grandes amplitudes de distorções são observadas
e corrigidas.
Este capítulo fornece as primeiras direções para o desenvolvimento de técnicas de
controle e minimização das distorções direcionadas ao aumento da resistência à flambagem
dos painéis presentes na construção naval. Antes da utilização de qualquer técnica
mencionada nesta pesquisa, devem ser realizados estudos mais profundos com técnicas
numéricas e experimentais. Este capítulo é baseado em recentes publicações.
66
5.2 Controle e Minimização das Distorções
Existe um grande número de técnicas disponíveis para controlar e minimizar as
distorções. Alguns métodos de fabricação e processos de soldagem geram menores níveis
de distorções. Esses métodos devem ser analisados, a fim de se buscar o mais apropriado de
acordo com o padrão de qualidade e precisão requerido para o produto final. As distorções
em alguns painéis podem ser controladas sem alterar as premissas de projeto. Basta uma
mudança dos métodos de construção ou apenas um refinamento com melhor controle
desses métodos. Em casos especiais, somente a mudança de projeto minimiza as distorções
ao nível desejado. Nesta pesquisa, optou-se por distribuir essas técnicas nas três seguintes
categorias:
1. Melhoria no controle dos atuais métodos de fabricação;
2. Implementação de novos equipamentos e processos de fabricação;
3. Mudanças de projeto.
67
5.2.1 Melhoria no Controle dos Atuais Métodos de Fabricação
As distorções de fabricação podem ser reduzidas sem custos adicionais
consideráveis, ou seja, sem a necessidade de mudanças de projeto, sem mudanças nos
processos de fabricação ou mesmo sem a implementação de novos equipamentos. Apenas
um refinamento e técnicas de controle mais rigorosas nos processos de fabricação,
utilizando os equipamentos já existentes nos estaleiros, podem ser suficientes para a
minimização das distorções.
Em geral, qualquer técnica que minimize o calor induzido nos processos térmicos de
fabricação, principalmente os de soldagem, reduz todos os tipos de distorções. No quarto
capítulo, nota-se nas análises numéricas desenvolvidas, que à medida que maiores níveis de
calor foram aplicados à região de solda através dos gráficos de temperaturas prescritas,
maiores amplitudes de deformação residual angular foram geradas.
Assim, qualquer medida que minimize este calor induzido na soldagem deve ser
utilizada. Uma das maiores contribuições para o aumento das distorções é o aumento do
volume de solda, Dydo et al. [5]. Com o aumento do volume de solda e consequentemente
do calor imposto, aumentam-se todos os níveis de distorções. Essa solda em excesso deve
ser evitada e um dos meios para isso é a modificação das práticas de inspeção atualmente
vigentes. As normas de inspeção permitem a solda em excesso sem a necessidade de
correção. Essas normas apenas penalizam os soldadores pela solda abaixo da dimensão
especificada, incentivando assim a solda em excesso. O soldador quando está soldando uma
estrutura e sabe que pode ser penalizado no caso de uma solda pouco espessa, mas não
existe uma fiscalização severa quanto à solda em excesso, certamente aplica a solda em
excesso que causa a amplificação de todos os níveis de distorção na estrutura.
As normas de inspeção de soldagem devem recomendar a obtenção de soldas mais
precisas, e até permitir algum nível de solda abaixo da especificação, aumentando, ao
mesmo tempo, o rigor em relação à solda em excesso.
Outra medida que deve ser conduzida é um maior treinamento dos soldadores. Eles
devem ser mais capacitados e ter uma nova filosofia de trabalho com o entendimento da
relação do volume de solda com a distorção. Este treinamento pode ser combinado com os
novos padrões de inspeção já citados.
68
5.2.1 Implementação de Novos Equipamentos e Processos de
Fabricação
A modificação de práticas construtivas ou a aquisição de equipamentos mais
modernos podem ser utilizadas para a redução dos níveis de distorções quando as práticas
convencionais estão gerando níveis de distorções indesejáveis. Alguns equipamentos e
práticas de construção são citados a seguir:
•
Corte a laser
O processo de corte de chapas de aço é o passo inicial da construção naval. Assim,
qualquer futuro reparo devido à imprecisão de cortes pode ocasionar altas perdas
econômicas.
O corte a laser é caracterizado por uma menor temperatura de corte em relação ao corte
plasma e essa característica torna este sistema vantajoso em relação às distorções. A Figura
58 ilustra o corte a laser.
Figura 58: Corte a laser.
69
•
Soldagem a Laser
A principal vantagem da soldagem a laser é a possibilidade de soldar juntas estreitas,
com baixos níveis de distorções, quando comparada com os métodos tradicionais de
soldagem. Especialmente quando se trabalha com placas relativamente finas, como em
navios de passageiros, as vantagens são grandes. O baixo fornecimento de calor reduz ao
mínimo as distorções térmicas e o processo de correção das distorções torna-se obsoleto,
gerando economia de tempo e custo no processo. Alguns estaleiros gastam 30% do tempo
na fase de processamento do aço com este processo de correção das distorções, Wilckens
[26].
Sorensen [18], comparou experimentalmente os processos de soldagem manual, MAG e
Laser. Nessa pesquisa os resultados obtidos provaram que a soldagem a laser gera níveis de
distorções muito menores que os outros processos de soldagem estudados.
•
Automatização dos processos de soldagem
Os processos de soldagem mecanizados e automatizados geram soldas com maior
velocidade, precisão e com menores níveis de distorção com a eliminação do excesso de
solda. Uma solda feita com alta velocidade tende a distorcer menos que uma solda feita
com baixa velocidade. Isso acontece devido à maior quantidade de calor geralmente
fornecida em processos de baixa velocidade.
Atualmente a soldagem robotizada está sendo usada em vários estágios de produção e
para diferentes membros estruturais. A soldagem robotizada para a união de reforços
longitudinais em placas é um exemplo típico.
70
•
Tensionamento térmico
Este método é baseado na aplicação de gradientes de temperatura para produzir tensões
que se opõem ao desenvolvimento de tensões de soldagem que geram a distorção de
flambagem, conforme a Figura 59. Muitas pesquisas relacionadas ao assunto têm sido
publicadas ou encontram-se em desenvolvimento, Michaleris et al [27] e Conrardy et al.
[28] são referências para este assunto.
Figura 59: Exemplo do tensionamento térmico.
•
Soldagem Unilateral
Outro método que reduz o nível de distorções é a soldagem de cada lado dos
enrijecedores longitudinais separadamente, permitindo o resfriamento da solda entre cada
passe, Dydo et al. [5]. Estaleiros modernos soldam ambos os lados usando equipamentos
mecanizados aumentando a produtividade, mas concentra-se uma grande quantidade de
calor local. Esse aquecimento gera uma grande zona plástica, que resulta em altos níveis de
tensões residuais e distorções.
•
Construção dos painéis com o método caixa de ovo
Outro método que reduz as distorções é a construção dos painéis na forma de caixa
de ovo. Este tipo de construção tem sido aplicado com sucesso em alguns estaleiros. Essa
técnica envolve uma seqüência de fabricação bem diferente da convencional utilizada na
maioria dos estaleiros em relação à soldagem dos painéis. Nesta técnica uma estrutura
denominada caixa de ovo é construída com a soldagem dos reforços longitudinais e
transversais (grelha) antes da soldagem na placa de aço. Essa estrutura formada pelos
71
reforços é posteriormente soldada nas placas de aço, obtendo-se uma comprovada redução
de todas as formas de distorções Dydo [5].
•
Seqüência de solda do painel
Conforme mencionado no primeiro capítulo, as estruturas oceânicas são formadas
basicamente de painéis enrijecidos que seguem uma seqüência tradicional de fabricação
com a soldagem primeiramente das placas de aço, seguindo o processo com a solda dos
reforços longitudinais e por último a soldagem dos reforços transversais. Huang et al. [2]
verificaram o impacto desta seqüência em relação ao nível de distorção imposto através de
medições realizadas após cada passo de fabricação. Nesta pesquisa concluiram que a
seqüência de solda influi na resistência à flambagem. Uma seqüência de soldagem
simétrica aumenta a resistência, ou seja, dois enrijecedores devem ser soldados
simultaneamente mantendo a simetria em relação ao painel.
•
Equipamentos de medição
A utilização de equipamentos de medição como os citados no terceiro capítulo, além de
proporcionar o maior controle dos níveis de distorções, pode demonstrar os caminhos mais
críticos de todo o processo de produção.
72
5.2.3 Mudanças de projeto
Existem alguns casos em que o nível de distorções desejado não é alcançado mesmo
com as tentativas anteriores. Assim, em alguns casos, são necessárias mudanças no projeto
para prevenir a flambagem de painéis.
Com a utilização de métodos numéricos é possível ter uma previsão das distorções
relacionadas a fase de projeto. O aumento de espessura é uma mudança eficaz para
minimização das distorções, pois um pequeno aumento resulta em significante diminuição
das distorções. Mas o aumento da espessura está na direção contrária da atual tendência de
redução das espessuras.
Bruce et al propuseram a eliminação da solda, quando possível, na fase de projeto,
mantendo-se ao mínimo o requerimento por soldagem nos projetos. Outra proposta foi a
aplicação da solda da solda no eixo neutro da estrutura.
Huang et al. [2] propuseram a soldagem intermitente e a diminuição da soldagem
em transições entre diferentes espessuras. A substituição de uma solda contínua por uma
solda intermitente reduz a força de contração longitudinal, ainda que o mesmo o volume de
metal de solda é depositado. Huang relatou que apesar deste tipo de solda ser permitido em
muitos casos, não é muito utilizado. A soldagem em transições entre diferentes espessuras
tende a concentrar altos níveis de distorções no material menos espesso.
73
Conclusões
As imperfeições de fabricação, apresentadas na forma de distorções e tensões
residuais, são os principais fatores que afetam a resistência limite dos painéis das estruturas
oceânicas. O surgimento destas imperfeições está relacionado a altos gradientes de
temperatura que ocorrem tanto no aquecimento quanto no resfriamento dos processos de
soldagem.
As distorções merecem uma importância maior que as tensões residuais pois, além
de influenciar na resistência estrutural, afetam de forma negativa os princípios mais
importantes da moderna construção naval e offshore, que são: qualidade e custo do produto
final e o tempo de produção.
A simplificação do problema das imperfeições em um problema mecânico, com a
utilização de formas idealizadas de distribuição das distorções, consiste em uma poderosa
ferramenta para o estudo dos principais parâmetros que afetam a flambagem e o póscolapso em painéis sob compressão axial. Neste estudo modelado com o método dos
elementos finitos, as variações impostas aos parâmetros razão de aspecto, condição de
contorno e amplitude máxima de distorção mostraram grande influência em relação à carga
crítica de flambagem de placas de aço típicas de estruturas oceânicas. Mas, conforme
observado, o modo de distribuição das distorções demonstrou que pode assumir
importância maior em relação à carga crítica de flambagem. Nota-se que o aumento da
amplitude das distorções que não coincidem com o modo natural de flambagem pode
aumentar a resistência ao colapso, mas altos níveis de distorção distribuídos de forma que
coincidam com o modo natural de flambagem geram os valores mais críticos para a tensão
compressiva de flambagem.
Equipamentos de medição a laser com alta precisão aparecem como ferramentas
promissoras, devido aos benefícios que podem ser alcançados com a sua utilização na
construção naval e offshore. Com estes equipamentos, amplitude e o modo de distribuição
74
das distorções podem ser levantados. Assim, os modelos numéricos podem gerar resultados
mais precisos da carga crítica de flambagem com a incorporação destas medidas aos
modelos numéricos. Outro grande benefício alcançado com a utilização destes
equipamentos é a possibilidade do conhecimento dos estágios mais críticos da fabricação.
O conhecimento destes estágios facilita o desenvolvimento de técnicas de controle e
minimização das distorções.
Os métodos de análises termo-mecânicas foram desenvolvidos com o crescimento
da capacidade computacional nos últimos 60 anos desde simples soluções analíticas até
soluções altamente não lineares com modelos numéricos com elementos finitos em três
dimensões. Na presente pesquisa foi desenvolvido um modelo numérico com elementos
finitos para a simulação de soldagem de filete entre duas placas aço. Os resultados obtidos
foram comparados com os resultados numéricos e experimentais de Sorensen [1] e tiveram
boa correlação.
Um grande número de técnicas de controle e minimização das distorções de
fabricação foi mencionado. Mas, deve ser lembrado que uma pesquisa mais profunda deve
ser conduzida para a utilização dessas técnicas. Das técnicas citadas, o uso de equipamentos
de medição aliado a simulações numéricas tende a ser a técnica mais promissora.
75
Trabalhos Futuros
Algumas recomendações para trabalhos futuros são:
•
Estudo mais profundo da influência dos modos de distribuição das distorções no
colapso de estruturas oceânicas.
•
Utilização dos equipamentos citados para medição de placas reais com a introdução
das amplitudes e modos de distribuição das distorções em modelos numéricos. A
utilização de equipamentos para medição das tensões residuais e conseqüente
incorporação dessas tensões nos modelos numéricos gerariam resultados mais
precisos.
•
Realizar correlação numérico-experimental para o modelo em 2D de simulação de
soldagem.
•
Desenvolvimento de modelos numéricos de simulação de soldagem em 3D para os
painéis típicos de estruturas oceânicas. O desenvolvimento deste modelo com
razoável precisão, pode ser utilizado para estimar a resistência ao colapso destas
estruturas.
•
Estudos experimentais dos métodos de minimização das distorções existentes junto
a análises numéricas e experimentais.
76
Referências
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