2 Revisão bibliográfica das metodologias semi-empíricas para avaliação de dutos com defeitos de corrosão

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1 Revisão bibliográfica das etodologias sei-epíricas para avaliação de dutos co defeitos de corrosão O desenvolviento de étodos para avaliação da integridade de dutos rígidos co defeitos de corrosão foi iniciado pioneiraente pelo Battelle Meorial Institute, e conjunto co a AGA (Aerican Gas Assotiation). O objetivo desses estudos era avaliar a relação entre o taanho de defeitos de corrosão co a pressão de falha. Fora realizados diversos testes de tura e dutos de aço carbono, co defeitos reais e fabricados. A partir desses testes, odelos ebasados na ecânica da fratura fora odificados, dando orige a equações ateáticas sei-epíricas. A principal equação gerada neste estudo ficou conhecida coo NG-18 Surface Flaw Equation [15], confore descrita na Equação.1. Onde, A 1 A 0 σ = σ flow (.1) A 1 1 M A 0 σ Tensão circunferencial da parede do duto no instante da tura, nua região fora do defeito; σ Tensão de escoaento édia do aterial; flow A Área longitudinal de aterial perdida na região do defeito; A Área longitudinal original da região corroída; 0 M Fator de Folias, ou fator de dilatação do defeito; O Fator de Folias [16] leva e consideração a influência da deforação ocorrida na região do defeito sobre a tensão circunferencial. O Fator de Folias pode ser expresso pela Equação..

2 3 Onde, 1 L L 0,675 0, M = + (.) Dt Dt L Copriento longitudinal do defeito; D Diâetro externo do duto; t Espessura de parede do duto; A tensão circunferencial nua região fora do defeito pode ser calculada confore a Equação.3. D σ circ = P (.3) t Onde, σ Tensão circunferencial ( hoop stress ); circ P Pressão interna atuante no duto; No oento da tura, a tensão circunferencial nua região fora do defeito é igual à tensão de tura definida na Equação.1. Substituindo a Equação.3 na Equação.1, te-se a pressão de tura de u duto co defeito de corrosão sendo expressa pela Equação.4. A 1 t A 0 P = σ flow (.4) D A 1 1 M A 0 A Equação.4 é a base de diversos étodos sei-epíricos coo ASME B31G, DNV-RP-F101, RStreng.85 dl e Método RPA. Esses étodos serão descritos e detalhes a seguir.

3 33.1. ASME B31G O docuento ASME B31G [6] é u anual para deterinação da resistência reanescente de dutos corroídos. Essa etodologia se apresentou coo ua excelente ferraenta para deterinar se u duto existente poderia continuar operando co defeitos de corrosão ou deveria ser reparado. Esta etodologia está liitada a avaliar dutos dentro das seguintes condições: 1) Dutos construídos confore as noras ASME B31.4 [17], ASME B31.8 [18] e ASME B31.11 [19]; ) Dutos de aço carbono ou aços de alta resistência e baixa liga, confore nora ASTM graus A53, A106 e A381 [0] e nora API 5L [1]; 3) Defeitos no corpo do duto co contornos suaves, que não proova concentração de tensões; 4) Dutos subetidos apenas a carregaento de pressão interna; 5) Não deve ser utilizado para avaliar: defeitos de corrosão nas soldas circunferenciais e longitudinais, tabé coo suas zonas tericaente afetadas; defeitos causados por dano ecânico, coo gouges e grooves ; e defeitos introduzidos nas fases de fabricação dos tubos e/ou chapas; O procediento descrito pela ASME B31G está baseado e ua extensa série de testes e escala real, que fora realizados para levar dutos contendo defeitos de corrosão até a falha. Na execução dos testes, utilizou-se tubos reovidos de serviço co defeitos reais de corrosão e tubos co defeitos fabricados. Fora realizados centenas de testes e vários tipos de defeitos para estabelecer u coportaento geral para os defeitos de corrosão. Expressões ateáticas para calcular a resistência de tubos corroídos fora desenvolvidas toando coo base esses testes. Estas expressões ateáticas, apesar de sei-epíricas, estava baseadas e princípios be estabelecidos da ecânica da fratura. O princípio básico da ecânica da fratura está fundaentado no fato de que a resistência do aterial à fratura instável, na presença de u defeito, está relacionada co o taanho do defeito e co a tenacidade do aterial. Quanto ais tenaz é u aterial, aior é o taanho do defeito antes que ua falha catastrófica ocorra. Alé disso, quanto aior é o taanho do defeito, enor é a pressão na qual o duto venha a vazar ou se roper. Estas

4 34 duas características pode parecer obvias, as fora as bases do ecaniso de tura e teros da deterinação da real resistência de u duto contendo defeitos. As expressões ateáticas desenvolvidas a partir dos experientos iniciais fora odificadas baseadas e resultados dos testes subseqüentes e atualente prové ua confiável estiativa para a falha de defeitos de corrosão sob o efeito da pressão interna, na faixa de ateriais cobertos pela etodologia abordada na ASME B31G. Os experientos subseqüentes e tubos corroídos indicara que dutos de aço carbono apresenta tenacidade adequada e que a tenacidade não é u fator significante. De fora geral, foi observado que o fenôeno de falha de dutos corroídos, sob o efeito da pressão interna, é controlado pela diensão do defeito de corrosão e pela tensão de escoaento do aterial. A Figura.1 apresenta a seqüência adotada pela ASME B31G para avaliação de dutos co defeito de corrosão. Prieiraente, se faz ua avaliação da profundidade áxia encontrada nos defeitos de corrosão. Essa avaliação é relativa à espessura de parede noinal do duto, e indica que dutos co defeitos de corrosão co profundidade relativa abaixo de 10% da espessura de parede pode continuar operando. Por outro lado, dutos co defeitos cujas profundidades são superiores a 80% da espessura de parede noinal deve ser necessariaente reparados. E seguida, os defeitos co profundidades entre 10% e 80% da espessura de parede noinal são subetidos a ua avaliação segundo os coprientos dos defeitos. Os coprientos dos defeitos co profundidades entre 10% e 80% são coparados co u copriento de referência calculado confore a Equação.5. Sendo, L = 1. 1B Dt (.5) d t B = d t B = para d t > 17,5% para d t 17,5% (.6)

5 35 Figura.1 - Procediento para análise da resistência de u duto corroído confore ASME B31.G [6] Para os defeitos cujas profundidades estão entre 10% e 80% da espessura noinal, e os valores edidos de seus coprientos são superiores aos valores de referência calculados confore Equação.5, deve ser realizada ua avaliação e terceiro nível de fora a calcular o áxio valor de pressão interna a qual esse duto pode operar. Esse valor é calculado segundo a Equação.7. P P d t = P d 1 3 t λ + 1 d = 1.1P 1 t para λ 4.0 para λ > 4.0 (.7) Onde,

6 36 L λ = (.8) Dt Sendo, SMYS t F T P = aior MAOP; D (.9) L Copriento edido da extensão longitudinal do defeito, e polegadas; D Diâetro noinal externo do duto, e polegadas; t Espessura de parede noinal do duto, e polegadas; F Fator de projeto confore ASME B31.4, ASME B31.8 ou ASME B31.11; T Fator de teperatura de projeto confore ASME B31.4, ASME B31.8 ou ASME B31.11; MAOP Pressão áxia de operação adissível. Os defeitos que não passare na avaliação final deve ser reparados, ou alternativaente a MAOP do duto reduzida. Ainda existe a opção de se realizar u teste hidrostático para avaliar a integridade global do duto, de fora a validar a MAOP coo sendo segura ou confirar a necessidade de reparar os defeitos. E ua correlação co a Equação NG-18 (Surface Flaw Equation), pode se considerar área corroída na região do defeito confore a Equação.10. A = αl d (.10) Dessa fora, substituindo a Equação.10 na Equação NG-18, teos o seguinte resultado, confore apresentado na Equação.11: P d 1 α t = σ t flow (.11) D 1 d 1 α M t Na etodologia da ASME B31G, a área de aterial perdido é representada de duas foras: a) fora de parábola para defeitos curtos (α = /3) ou b) fora retangular para defeitos longos (α = 1), confore ilustrado na Figura..

7 37 Figura. - Representação da área longitudinal de aterial perdido: a) fora parabólica e b) fora retangular Quanto à tensão observada nua região fora do defeito no oento da tura, a ASME B31G considera σ = 1. 1σ. Dessa fora, a Equação NG-18 co as flow considerações da ASME B31G se apresenta da seguinte fora: a) Para defeitos longos, quando L > 0Dt : esc Sendo, P t d = 1.1σ esc D t (.1) 1 b) Para defeitos curtos, quando L 0Dt : M (.13) P d 1 t = 1.1σ 3 t esc (.14) D d t L + 1 0,8 Dt Sendo,

8 38 M = L 1 + 0,8 (.15) Dt.. Método RStreng 0,85dL Esta etodologia foi elaborada toando-se coo base os desenvolvientos da ASME B31G, co alguas odificações propostas por Vieth & Kiefner [8] e 1989, no sentido de tornar o étodo enos conservativo. Tais odificações tivera coo base os resultados do Projeto PR do Pipeline Research Coittee da AGA co o Instituto Battelle. As principais diferenças entre os étodos ASME B31G e RStreng 0,85dL pode ser observados na Tabela.1. ASME B31G RSTRENG.85 dl Defeitos aplicáveis 0,1 d/t < 0.8 0, d/t < 0.8 σ flow σ flow = 1,1σ esc σ flow = σ esc + 69Mpa Defeitos Curtos L L 0Dt L 50Dt α α = 3 α = 0, 85 M L M = L + 1 0,8 Dt L M = 1+ 0,675 Dt Defeitos Longos L > 0Dt L > 50Dt L 0, Dt α α = 1 α = 0, 85 M M L M = 3,3 + 0,03 Dt Tabela.1 - Diferenças entre os étodos ASME B31G e RStreng.85 dl Dessa fora, a pressão de tura de u duto co defeito de corrosão subetido à pressão interna, de acordo co o étodo RStreng 0,85 dl, pode ser calculada da seguinte fora: a) Para defeitos longos, quando L > 50Dt :

9 39 P d 1 0,85 t = ( σ + ) t esc 69MPa (.16) D d 1 0,85 L t + 3,3 0,03 Dt b) Para defeitos curtos, quando L 50Dt : d 1 0,85 t P = ( + 69 ) t σ esc MPa (.17) D d 1 0,85 L 1+ 0,675 L t 0, Dt Dt.3. Método RPA Estudos experientais realizados por Benjain & Andrade [9] ostrara que o étodo RStreng 0,85dL fornece resultados não-conservadores para defeitos longos de profundidade unifore. A partir desses estudos, foi proposto ua versão odificada para o étodo RStreng 0,85dL, que fornece resultados adequadaente conservadores para o caso de defeitos longos. Este novo étodo, denoinado Método RPA ( Rectangular Parabolic Area ) ou Método 0,85dL Modificado, usa duas diferentes equações para estiar a pressão de falha de dutos co defeito de corrosão. A prieira, utilizada para defeitos curtos (defeitos nos quais L 0Dt ), é a esa adotada pelo Método RStreng 0,85dL. Por outro lado, a equação utilizada para defeitos longos (defeitos nos quais L > 0Dt ), é ua versão odificada da prieira equação e considera a área longitudinal de aterial perdido coo sendo ua coposição das foras retangular e parabólica. A Figura.3 ilustra o processo de avaliação adotada pela nora PETROBRAS N- 786 [], que considera o Método RPA para a avaliação de defeitos de corrosão e dutos.

10 40 Figura.3 - Sisteática de avaliação de defeitos de corrosão e dutos rígidos considerada na nora PETROBRAS N-786 [].4. Forulação de Kastner O processo de soldage de ua fora geral ve se apresentando até hoje coo o eio ais eficaz e econôico na fabricação de dutos de aço. No entanto, esse processo requer cuidados especiais para garantir ua união etalúrgica hoogênea, e principalente, isenta de defeitos de fabricação. As especificações de procedientos de soldage, utilizadas na fabricação de dutos de aço, de ua fora geral, ipõe que o etal adicionado apresente propriedades ecânicas superiores às do etal de base, o que

11 41 uitas vezes iplica e perda de tenacidade desse etal adicionado. Por outro lado, o aqueciento inerente aos processos de soldage proove transforações etalúrgicas na região adjacente ao cordão de solda, o que iplica e udança nas propriedades ecânicas dessa região, coo perda de tenacidade, por exeplo. Essa região é conhecida coo zona tericaente afetada, ou ZTA. Pelas questões apresentadas, defeitos localizados nas soldas circunferenciais e na ZTA deanda atenção especial na avaliação da integridade de dutos. A forulação apresentada por Kastner [10] estabeleceu u étodo de avaliação de dutos de aço co defeitos circunferenciais subetidos à tensão longitudinal. Pela sua aplicação, essa etodologia ve sendo utilizada para avaliação de dutos co defeitos de corrosão, situados nas soldas circunferências e ZTA dessas soldas. A Forulação de Kastner está fundaentada na teoria de que u defeito circunferencial ocasiona u auento da tensão longitudinal na região do defeito, proovido pela redução de área de aterial resistente e pelo apareciento de u oento que é criado na região do defeito devido a ua excentricidade do centro de gravidade. A Equação.18 apresenta o valor da tensão longitudinal adissível e u duto co defeito circunferencial, segundo a Forulação de Kastner. Onde, d d 1 π β t t σ ad = σ flow (.18) d d π 1 + sen β t t c β = (.19) r Sendo, c Largura do defeito, na direção circunferencial; D t r = (.0)

12 4 A Equação de Kastner é utilizada pela nora PETROBRAS N-786, para avaliação de defeitos de corrosão e soldas circunferenciais, sendo que a tensão de escoaento édia do aterial é calculada confore a Equação.1. Onde, σ = γ γ γ SMYS (.1) flow γ Fator de segurança de projeto; d d c γ Fator de segurança para avaliação de corrosão e soldas circunferenciais; c γ Fator de redução devido à teperatura; T T Dessa fora, para a avaliação de defeitos de corrosão circunferenciais segundo a forulação de Kastner, deve-se calcular a tensão longitudinal atuante no duto e coparar co o valor da tensão longitudinal adissível confore a Equação.18. O duto poderá continuar operando se o valor da tensão longitudinal aplicada for enor que o valor da tensão longitudinal adissível calculada..5. DNV-RP-F101 A Prática Recoendada DNV-RP-F101 [7], publicado e 1999, consolida os resultados obtidos a partir de u JIP (Joint Industry Project), desenvolvido pela DNV (Det Norske Veritas) e cooperação co a British Gas Technology, e co o patrocínio de ais onze epresas, entre elas a PETROBRAS. Os étodos apresentados nesta prática recoendada são aplicáveis a defeitos de corrosão e dutos de aço carbono, projetados pelos principais códigos de projeto coo: DNV-OS-F101 [3], ASME B31.4, ASME B31.8, BS8010 [4], IGE/TD/1 [5], ISO1363 [6], CSA Z66-94 [7], desde que a filosofia de segurança inerente ao código não seja violada. Quanto ao tipo de defeito, este étodo pode ser aplicado e dutos co corrosão interna e externa no aterial base, e soldas circunferenciais ou longitudinais, e e perda de etal e regiões reparadas por eserilhaento, co perfil suave e se presença de trincas.

13 43 Pressão interna e carregaentos de tração e dobraento pode influenciar na falha de u duto corroído. A Tabela. apresenta as cobinações de carregaentos e defeitos de corrosão cobertos por essa prática recoendada. Carregaento Tipos de defeito Defeito isolado Pressão interna Interação de defeito Defeitos co fora coplexa Pressão interna cobinada co Defeito isolado tensão longitudinal de copressão Tabela. - Cobinações de carregaentos e defeitos de corrosão cobertos pela DNV-RP-F101 A tensão longitudinal de copressão apresentada na Tabela. pode ser oriunda de carregaentos axiais, carregaentos de dobraento, carregaentos téricos, etc. A prática recoendada apresentada na DNV-RP-F101 é restrita para o uso e situações co carregaento de pressão interna e copressão longitudinal. O coportaento de defeitos de corrosão sob a cobinação de pressão interna e dobraento, e/ou carregaentos de tensão longitudinal trativa não são considerados nessa prática recoendada. As seguintes situações não são cobertas pela DNV-RP-F101: 1) Dutos que não seja de aço carbono; ) Aços co grau superior ao X80; 3) Carregaentos cíclicos; 4) Defeitos não suaves coo trincas; 5) Corrosão cobinada co trinca; 6) Corrosão cobinada co dano ecânico, coo ossa; 7) Defeitos de perda de etal provocado por dano ecânico ( gouges ); 8) Defeitos de fabricação na solda; 9) Defeitos co profundidade aior que 85% da espessura de parede original; O procediento de avaliação é aplicável soente a dutos cujo aço seja esperado falhar por colapso plástico. O procediento não é recoendado para aplicações onde fratura frágil é esperada ocorrer. Isto inclui as seguintes situações: 10) E aços cuja teperatura de transição dúctil/frágil seja superior à teperatura de operação;

14 44 11) Materiais co espessura superior a 1.7 (1/ ), a enos que a teperatura de transição dúctil/frágil seja inferior à teperatura de operação; 1) Aços sei-acalados. Os étodos apresentados nesta prática recoendada para avaliação de corrosão, considerando apenas carregaento de pressão interna, fora validados e testes de 138 aostras e taanho real, incluindo defeitos de corrosão fabricados e reais. As faixas de variação dos parâetros dos testes estão apresentadas na Tabela.3. Duto Diâetro () 19,1(8 ) a 914,4 (6 ) Espessura () 3,40 a 5,4 D/t 8,6 a 149,4 Grau (API/5L) X4 a X65 Defeitos d/t 0 a 0,97 L/(Dt) 0,5 0,44 a 35 c/t (circunferencial) 0,01 a Tabela.3 - Variação dos parâetros avaliados nos testes de pressão interna DNV-RP-F101 A sisteática de avaliação de defeitos de corrosão pela DNV-RP-F101 pode ser observada na Figura.4.

15 45 INÍCIO APENAS PRESSÃO INTERNA. Identificação do tipo de carregaento. CARREGAMENTO COMBINADO. Analisar todos os defeitos de corrosão coo defeitos siples isolados. Analisar todos os defeitos de corrosão coo defeitos siples isolados. Checar a possibilidade de interação entre os defeitos. Interação Analisar os defeitos de corrosão coo defeitos interagindo coo colônia. Se interação Melhor estiativa da pressão adissível para o duto corroído (pressão de trabalho segura). As pressões adissíveis (pressão de trabalho segura) para o duto corroído são aceitáveis? As pressões adissíveis (pressão de trabalho segura) para o duto corroído são aceitáveis? Não Não Perfis dos defeitos estão disponíveis? Si Si Si Analisar os defeitos de corrosão coo defeitos de fora coplexa. Não Melhor estiativa da pressão adissível para o duto corroído (pressão de trabalho segura). Figura.4 - Adaptação do fluxograa da DNV-RP-F101 para avaliação de defeitos de corrosão e dutos Esta prática recoendada descreve duas etodologias para avaliação de dutos rígidos co defeitos de corrosão, apresentadas e Parte A e Parte B. A etodologia descrita na Parte A está de acordo co a filosofia de segurança adotada pela Nora DNV-OS-F101. Esta seção da DNV-RP-F101 é u supleento da nora DNV-OS-F101, onde incertezas associadas co o taanho da profundidade do defeito e propriedades do aterial são especificaente consideradas. Equações calibradas de fora probabilística, co fatores

16 46 parciais de segurança, são apresentadas para a deterinação da pressão de operação adissível para u duto corroído. A etodologia apresentada na Parte B está baseada no ASD (Allowable Stress Design), onde a sisteática consiste no cálculo da pressão de falha de u defeito de corrosão, co a subseqüente ultiplicação desta pressão por u fator único, baseado no fator original de projeto. Considerações das incertezas associadas ao taanho dos defeitos de corrosão e às propriedades do aterial são deixadas a cargo do responsável pela análise. Tendo e vista que o objetivo deste capítulo é apresentar ua visão geral de vários étodos sei-epíricos para avaliação de dutos corroídos, soente a avaliação de defeito isolado co carregaento de pressão interna, segundo a Parte B da DNV-RP-F101, será apresentada. A descrição copleta de todos os étodos de avaliação da Parte B se encontra no Apêndice A. Soente a Parte B foi explorada nesse trabalho, pois essa sisteática é ais genérica, não sendo sua utilização restrita a dutos projetados pela DNV- OS-F Avaliação de defeito isolado co carregaento de pressão interna soente Defeitos adjacentes pode interagir co o defeito avaliado produzindo ua pressão de falha inferior à pressão de falha calculada na condição de defeito isolado. Para u defeito de corrosão ser avaliado coo u defeito isolado, o eso deve anter espaçaentos ínios co relação aos defeitos adjacentes, nas direções longitudinais e circunferenciais, confore apresentado nas Equações. e.3. Para os casos e que a interação é observada, a forulação para avaliação de defeito isolado não é ais válida, sendo necessário avaliar o(s) defeito(s) pelo critério da interação de defeitos (Apêndice A). t f > 360 (.) D Sendo, s >. 0 Dt (.3) f Espaçaento circunferencial angular entre defeitos adjacentes, e graus;

17 47 s Espaçaento longitudinal entre defeitos adjacentes; Figura.5 - Diensões utilizadas na caracterização de u defeito isolado, adaptada de [7] Ua vez realizada a caracterização do defeito coo isolado, o cálculo da pressão de falha, para carregaento de pressão interna soente, pode ser observado na Equação.4. 1 t UTS P = 1 d t ( D t) d t M (.4) Onde, M = L 1+ 0,31 (.5) Dt

18 48 Sendo, UTS Resistência à tração do aterial; Para se definir a pressão de operação segura ( P sw ), deve-se ultiplicar a pressão de tura ( P ) pelo fator F, onde F = F 1 F. Sendo, F Total Usage Factor F 0,9 ( Modelling Factor ) 1 F Fator de projeto