AVALIAÇÃO E ALTERAÇÃO DE ELEVADOR VIBRATÓRIO

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1 AVALIAÇÃO E ALTERAÇÃO DE ELEVADOR VIBRATÓRIO Antônio Fernando Burkert Bueno UNIVERDSIDADE FEDERAL DO RGS Cláudio José Grando da Cunha PETROBRÁS-REFAP Édison Kolton DSM ELASTÔMEROS Trabalho apresentado no 6º COTEQ Salvador, agosto de As informações e opiniões contidas neste trabalho são de exclusiva responsabilidade do(s) autor(es).

2 SINÓPSE Descreve-se o procedimento adotado na avaliação dinâmica do elevador vibratório, que apresentava paradas devidas a trincas de fadiga na estrutura da base. Determinamse os locais com range de tensões elevados pelos critérios de Goodman e do código ASME, estuda-se então alterações estruturais viáveis, propondo-se a mais indicada e adicionalmente indica-se o emprego de martelamento das soldas(hammer peening) visando-se também a introdução de tensões residuais compressivas nas soldas. Com a fabricação de uma base nova com as alterações propostas, o equipamento não mais apresentou falhas em sua estrutura em mais de 3 anos de serviço. 1. INTRODUÇÃO O elevador vibratório da DSM vinha apresentando diversas trincas, predominantemente em sua base. Estas falhas ocasionam uma grande quantidade de paradas, aproximadamente mensais sendo muitas das quais em caráter de emergência. A DSM realizou uma alteração na base visando reduzir a freqüência de falhas. Foi verificado que mesmo com a alteração realizada as falhas continuavam a ocorrer. Em vista da situação, fomos consultados em 1997 pelo Eng. Edson Kolton da DSM, a respeito da possibilidade de proceder-se uma análise deste equipamento. O objetivo da análise foi a determinação tanto das causas do problema, bem como a elaboração de uma proposta de solução técnica que reduzisse a freqüência de falhas. 2. MODELO EMPREGADO Devido a natureza cíclica do carregamento tornou-se necessária a análise dinâmica do equipamento, visando avaliar-se com a maior precisão possível, o estado de tensões existente nas regiões de interesse. Em função da complexidade do equipamento bem como da natureza das cargas, recorremos ao emprego de um software baseado no Método dos Elementos Finitos. O modelo foi simplificado, considerando-se cinco hélices com a massa equivalente ao conjunto de todas existentes, conforme a figura 2. As espessuras das chapas e demais dimensões do equipamento foram as existentes nos desenhos de números 027 da FERROARTE, e da MAVI UHDE, fornecidos pela DSM. As propriedades consideradas para as chapas de aço carbono empregadas na fabricação do equipamento, foram as seguintes: - Módulo de elasticidade longitudinal: MPa( Kgf/mm 2 ) - Coeficiente de Poison: 0.3 As propriedades consideradas para as molas de borracha foram as seguintes: - Constante de rigidez: 60 Kgf/mm - Módulo de Elasticidade longitudinal: 5.1 MPa (0.52 Kgf/mm 2 ) - Coeficiente de Poison: 0.5

3 - Área da seção transversal: mm 2 - Momento de inércia: x 10 8 mm 4 - Comprimento inicial de 140 mm. As cargas dinâmicas aplicadas no elevador são geradas pela rotação dos contra-pesos que se encontram na parte inferior da base. Cada uma das oito unidades, apresenta uma massa excêntrica de 662 N(67.5 Kgf), as quais ocasionam um momento de N.m(708 Kgf.cm), girando a 661 rpm. A força centrífuga gerada em cada unidade é de N (3457 Kgf), sendo esta a carga dinâmica transmitida ao equipamento através dos mancais. 3. RESULTADOS Fig.1. Modelo simplificado do elevador na região das hélices. 3.1 ANÁLISE ESTÁTICA A análise estática foi realizada visando verificar-se a deflexão das molas nesta condição. Tal análise apontou uma deflexão de 5 mm ( ) 3.2. ANÁLISE MODAL Nessa etapa obtivemos as freqüências naturais e os modos de vibração do equipamento. A mesma serviu para dar os subsídios necessários para a execução da análise dinâmica a seguir. As figuras 2, 3 e 4 apresentam uma vista em elevação do elevador nas primeiras freqüências naturais ou seja, com 0.985, 1.1, 6.27 e Hz respectivamente. As duas primeiras freqüências naturais correspondem a modos de vibração com oscilação lateral nos dois eixos horizontais. Como são bastante próximas, durante as paradas/partidas do equipamento tem-se um movimento combinado similar ao de

4 precessão. Na terceira freqüência natural temos um modo de vibração que representa um movimento vertical ascendente e descendente do conjunto. Na quarta freqüência natural, muito próxima da freqüência de operação do elevador, temos o modo torcional do mesmo. Dos valores obtidos nesta análise concluímos que o elevador não opera em ressonância. Seu movimento é obtido pelas forças e momentos resultantes das massas excêntricas. Durante as paradas e partidas do equipamento este passará pelas quatro primeiras freqüências naturais, com deslocamentos de grande amplitude. Fig.2. Modo de vibração na segunda freqüência natural 1.1 Hz. Fig.3. Modo de vibração na terceira freqüência natural com 6.27 Hz.

5 Fig.4. Modo de vibração na quarta freqüência natural com Hz. 3.3 ANÁLISE DINÂMICA Com a rotação das massas excêntricas na freqüência de 11 Hz, obtivemos o deslocamento dos pontos da saia da base de 18.5 mm x 43º com a horizontal. Estes valores são bastante próximos dos 17mm x 40º medidos pela DSM. As tensões indicadas nas figuras estão em Kgf/mm 2, mantidas conforme o trabalho original Fig.5. Forças resultantes em Y, Z e momento em Z para os contra-pesos.

6 Na figura 5 nota-se que a resultante em Y a qualquer instante de operação do elevador é ZERO. Esta condição é garantida pela montagem simétrica dos contra-pesos em relação ao eixo vertical. Existirá um momento de torção o qual atuando em conjunto com a força resultante em Z, fará com que o elevador tenha um movimento de torção combinado com o vertical ascendente/descendente. Fig.6.Tensões atuantes na chapa de apoio das molas. Fig.7. Vista inferior da base em operação

7 Na figura 6 observa-se as tensões na chapa de apoio das molas. Salientamos que os valores mais elevados se devem ao fato das cargas(reações nas molas) serem consideradas pontuais, situação esta mais severa do que a realidade. Na figura 7 temos uma vista inferior da base do elevador com a distribuição de tensões em determinado instante quando em operação normal. Para melhor visualização ocultamos na imagem os elementos das chapas de apoio das molas. Tabela 1. Valores de Tensão obtidos ao longo do ciclo de operação. Nó Local σ MPa (Kgf/mm 2 ) σ m MPa (Kgf/mm 2 ) σ A MPa (Kgf/mm 2 ) 377 Proximidades da janela 62.1(6.33) 25.8(2.63) 32.7(3.33) 444 Chapa central entre caixões 40.4(4.12) 25.2(2.57) 20.2(2.06) 1178 Interseção dos caixões 61.6(6.28) 20.1(2.05) 30.8(3.14) (7.4) 36.3(3.70) 36.3(3.70) 1243 Borda da chapa de fixação do 85.9(8.76) 36(3.67) 42.97(4.38) mancal 1397 Borda da janela 68.28(6.96) 33.65(3.43) 34.14(3.48) Da tabela 1 conclui-se que o nó 1243 é o mais solicitado. Para este nó construiu-se o diagrama de Goodman baseado em dois critérios distintos de análise de componentes submetidos a fadiga. O primeiro critério verificado foi o do ASME e posteriormente verificou-se conforme a metodologia de Shigley (2). Na figura 10 apresentamos o critério tanto do ASME como o de Shigley, sendo que ambos, apesar de diferirem ligeiramente nos valores, concordam quanto a operação daquelas soldas na região de falha, portanto, sendo esperada a nucleação de trincas. Consideramos na análise, a presença de tensões residuais nas soldas da ordem da tensão de escoamento do material. Baseamo-nos em resultados experimentais existentes em literatura para soldas similares, onde não é realizado nenhum tratamento de relaxamento de tensões. Tais tensões residuais atuarão no sentido de elevar as tensões médias(estáticas). Outra região que também se encontra com probabilidade de falha é a chapa de apoio das molas. Além da análise conforme a metodologia tradicional de Goodman, realizamos uma análise conforme recomendações do International Institute of Welding (IIW), o qual é semelhante ao projeto de Código europeu para verificação da vida em fadiga(eurocode 3). Tais recomendações, fornecem uma curva S-N adequada a cada detalhe tanto de junta soldada como para o tipo de carregamento. Para a geometria de nossas uniões soldadas, teremos um limite à fadiga de aproximadamente MPa(3.36 Kgf/mm 2 ). Este valor deve ser comparado com o range de tensões que neste caso é de MPa (8.76 Kgf/mm 2 ). Através deste valor espera-se portanto, uma vida finita para as uniões analisadas. Os três métodos empregados na avaliação da base concordam quanto a previsão de falha, confirmando o observado na prática. 4. ALTERAÇÃO PROPOSTA

8 Visando aumentar a campanha da base do elevador, procedemos uma série de análises verificando algumas alternativas de solução. As principais propostas de solução consistem em minimizar as tensões atuantes e melhorar a qualidade das soldas. Fig.8. Diagrama de Goodman para as soldas da chapa de fixação dos mancais MINIMIZAÇÃO DE TENSÕES Visando reduzir o nível de tensões, a melhor alternativa que avaliamos consistiu em: - prolongar os caixões que se encontram a 90º dos eixos de acionamento, até que fiquem da mesma altura dos demais. Isto reduzirá as tensões de flexão nas principais soldas de ligação. A chapa de fechamento na parte inferior deverá ser de 19 mm de espessura. - aumentar a espessura das chapas de apoio das molas, passando as mesmas para 1. A figura 9 apresenta na cor verde a região a ser prolongada dos caixões.

9 Fig.9. Vista parcial da base com a modificação proposta. Fig.10.Vista inferior da base do elevador com os caixões prolongados. Na figura 10 apresentamos uma vista inferior da base do elevador com a distribuição de tensões em um instante em que a intensidade de tensões é máxima. Nesta figura também omitimos a chapa de apoio das molas, para melhorar a visualização. Percebese a redução significativa nos valores máximos obtidos, fato este que conduzirá a um aumento na vida esperada para a mesma. Tabela 2. Valores de Tensão obtidos ao longo do ciclo de operação com a modificação. Nó Local σ MPa (Kgf/mm 2 ) σ m MPa (Kgf/mm 2 ) σ A MPa (Kgf/mm 2 ) 27 Chapa de apoio das molas 43.6(4.44) 19.5(1.99) 21.8(2.22)

10 195 Chapa de apoio das molas junto 2.6(0.26) 2.6(0.26) 1.27(0.13) a saia 377 Proximidades do furo 1.96(0.20) 2.6(0.26) 1.96(0.20) 444 Chapa central entre caixões 15.7(1.60) 9.81(1.00) 7.85(0.80) 1178 Interseção das caixas 6.08(0.62) 3.04(0.31) 3.04(0.31) (1.60) 5.98(0.61) 7.85(0.80) (1.30) 5.98(0.61) 6.38(0.65) 1243 Borda da chapa de fixação do 7.46(0.76) 4.12(0.42) 3.73(0.38) mancal 1785 Chapa de apoio das molas 34.53(3.52) 16.19(1.65) 17.27(1.76) 2570 Caixão próximo a mancal 33.94(3.46) 16.97(1.73) 16.97(1.73) 2574 Caixão entre mancais 22.56(2.30) 13.34(1.36) 11.28(1.15) 2589 Caixão próximo ao centro 31.98(3.26) 18.05(1.84) 16.0(1.63) Fig.11.Diagrama de Goodman para as soldas na modificação proposta. Na figura 11 temos o diagrama de Goodman para as soldas de maior amplitude de tensão com a base modificada e melhorias nas soldas conforme descrito no item 4.2. Verificamos que através das mesmas, passa-se a operar a base do elevador na região segura. A figura 12 mostra as tensões na chapa de apoio das molas, considerando a mesma com a espessura de 1. Vemos a redução significativa em relação a chapa original.

11 Fig.12. Tensões na chapa de apoio das molas após a modificação proposta MELHORIAS NAS SOLDAS A base original do equipamento se apresentava com uma menor quantidade de soldas nas proximidades dos mancais, indicando uma preocupação de seu projetista em minimizá-las. Reafirmamos que tal preocupação procede e que, tanto quanto possível as mesmas devem ser evitadas, principalmente naquelas regiões mais solicitadas conforme já apresentado. As falhas observadas na base antiga provavelmente decorriam de problemas estruturais. Salientamos a necessidade de minimizar-se a execução de soldas. O ASME, por exemplo, recomenda que se adote um fator de redução da vida em fadiga de 2 para a solda de topo e de 4 para as soldas em ângulo. Pela metodologia do IIW o range de tensões para as ligações soldadas, desconsiderando qualquer beneficiamento das mesmas, deve ser menor do que MPa (3.36 Kgf/mm 2 ). As soldas modificadas serão beneficiadas como explanado abaixo a fim de obter-se um maior valor admissível. No caso do elevador, além da presença das soldas, atualmente muitas das mesmas apresentam penetração parcial, fato este que agrava o problema de fadiga devido a preexistência de entalhe na raiz. Diante do explanado acima e como a ausência de soldas neste tipo de estrutura é praticamente inviável, recomenda-se que sejam executadas com os seguintes cuidados: - Soldas com penetração total; - Esmerilhamento para remoção da cobertura de soldas de topo; - Esmerilhamento para adoçamento das soldas de ângulo; - Para as soldas dos caixões e suas interseções, recomendamos o martelamento preferivelmente com martelete pneumático(hammer peening), visando a introdução de tensões residuais compressivas. Isto reduzirá a tensão média melhorando o

12 desempenho das soldas à fadiga. As soldas deverão ser marteladas em ambas as faces da superfície das chapas, sempre que possível. - Todas as soldas deverão ser inspecionadas visualmente, estando livres de defeitos superficiais. O ensaio por Líquidos Penetrantes também deverá ser efetuado na totalidade das soldas da base do equipamento. No caso de novo projeto do equipamento, como de aumento de sua capacidade, o mesmo deverá ser reanalisado dinamicamente, e os detalhes das juntas soldadas deverão ser reestudados. 5. CONCLUSÕES A base do elevador em seu projeto original apresentava-se mal dimensionada nas regiões de iniciação propagação de trincas. Com as alterações nas chapas da base e aplicação de martelamento nas soldas, o equipamento deverá apresentar uma extensão considerável em sua vida. 6. REFERÊNCIAS (1) ASME, ASME Boiler and pressure vessel code VIII div.2, New York, ASME, 1995, apêndices 4 e 5. (2) Joseph Edward Shigley, Elementos de máquinas, volume 1, Livros técnicos e científicos editora S.ª,1984, pg