IMPERFEIÇÕES DE FABRICAÇÃO NA CONSTRUÇÃO NAVAL E OFFSHORE

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1 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.

2 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

3 Índice Sumário Executivo...iii Capítulo Introdução Definição do problema Distorções Tensões Residuais Surgimento das Imperfeições de Fabricação no Processo de Soldagem...13 Capítulo Influência das distorções na integridade estrutural Introdução Modelo Numérico Influência da Amplitude das Distorções Estudo Paramétrico Influência do Modo de Distribuição das Distorções...32 Capítulo Medição das distorções Introdução Tecnologias de medição Tecnologia 3D Laser Scanning Laser Tracker Medição das distorções em um painel em escala reduzida...44 Capítulo Simulação de soldagem Introdução Equações Básicas da Análise Térmica Modelo Numérico Análise Numérica...58 Capítulo Minimização das distorções Introdução...65 ii

4 5.2 Controle e Minimização das Distorções Melhoria no Controle dos Atuais Métodos de Fabricação Implementação de Novos Equipamentos e Processos de Fabricação Mudanças de projeto...73 Conclusões...74 Trabalhos Futuros...76 Referências...77 iii

5 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

6 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

7 vi

8 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

9 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

10 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

11 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

12 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

13 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

14 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

15 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 Distorção Rotacional Contração Longitudinal Distorção de flambagem 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

16 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

17 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 A dm = 0 10

18 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

19 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

20 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 T 0 ), obedecendo à seguinte relação: l = l.. T 0 α Onde: l é a variação dimensional; ( ) α é o coeficiente de dilatação térmica; lo 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

21 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 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

22 σ c E t σ l + α T + = 0 E 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. σ c é a tensão na barra central. σ l é a tensão nas barras laterais. Como as barras possuem a mesma seção, σ l = 0.5σ c e assim: 2E σ c = α T 1+ 2 E E t 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

23 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

24 z x 4 3 Figura 10: Desenvolvimento de tensões no processo de soldagem de placas de aço. 1 2 Figura 11: Tensões residuais longitudinais em cada seção. 17

25 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

26 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

27 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/mm 2 Coeficiente de Poisson 0,3 700 Tensão verdadeira (MPa) Deformação plástica logarítmica Figura 14: Gráfico de tensão verdadeira por deformação plástica logarítmica do material. 20

28 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

29 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

30 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: b β = t σ o E Onde: b é a largura da placa; t é a espessura da placa; σ o 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 (W máx ) 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 W máx /t Leve 0.025β 2 Média 0.1β 2 Severa 0.3β 2 23

31 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 W máx (mm) Leve 1,54 Média 10,04 Severa 18,54 24

32 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 (σ cr /σ o ). A deformação representa a deformação compressiva longitudinal média dividida pela deformação de escoamento (ε cr /ε o ). Amplitude leve Amplitude média Amplitude severa Figura 17: Colapso das placas em ordem de amplitude máxima de distorção. 25

33 Tensão compressiva long.média / tensão de escoamento 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 Amplitude leve Amplitude média Amplitude severa 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 W máx (mm) Leve 1,54 Média 10,04 Severa 18,54 26

34 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 Figura 19: Colapso das placas em ordem de amplitude máxima de distorção. Tensão compressiva long.média / tensão de escoamento 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 Amplitude leve Amplitude média Amplitude severa 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

35 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

36 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 mm mm mm mm mm 4.80 Foram utilizadas as amplitudes máximas de distorção das três categorias já citadas, leve, média e severa. 29

37 Para a condição de contorno apoiada, os resultados podem ser observados na Figura 21, onde cada cor representa uma razão de aspecto. tensão longitudinal média compressiva / tensão de escoamento 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

38 Para a condição de contorno engastada, os resultados são mostrados na Figura 22. 0,96 tensão compressiva long. média / tensão de escoamento 0,95 0,94 0,93 0,92 0,91 0,9 0,89 0,88 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 Wmax / t a = 4,8 3,84 2,88 2,40 2,16 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

39 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 Fourier já citada neste capítulo. Tensão compressiva long.média / tensão de escoamento 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 Amplitude leve Amplitude média Amplitude severa 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

40 Figura 24: Modo natural de flambagem da placa com α = 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. 0,7 Tensão compressiva long.média / tensão de escoamento 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 amplitude leve amplitude média amplitude severa 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

41 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% 0,9 Tensão compressiva long.média / tensão de escoamento 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 1 meia onda modo natural 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

42 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

43 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

44 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

45 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

46 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

47 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