Fadiga do Aço de Tubo de Perfuração de Poço de Petróleo e do Componente em Escala Real

Fadiga do Aço de Tubo de Perfuração de Poço de Petróleo e do Componente em Escala Real G. F. Miscow 1, P. E. V. de Miranda 1, T. A. Netto 1, J. C. R. Plácido 2, J. H. B. Sampaio Jr 2. 1. COPPE/UFRJ; 2. PETROBRAS/CENPES/PDEP/TEP Resumo: A fadiga em tubos de perfuração ocorre devido ao carregamento cíclico oriundo da rotação destes tubos em seções curvas do poço. A falha causada pela nucleação e propagação de trincas é considerada como um dos principais riscos à integridade destes tubos. O dano por fadiga é inicialmente acumulado como deformação plástica superficial resultando em bandas de deslizamento. Isso ressalta a importância do estudo de iniciação de trincas por fadiga para a correta avaliação do comportamento em fadiga de um material ou componente e motivou o projeto de um sistema experimental para análise ótica in situ da iniciação de trincas e acumulação de danos por fadiga. Paralelamente foi construído um quadro de testes de fadiga para viabilizar ensaios em tubos de perfuração em escala real, sob carregamento combinado de flexão com tração, simulando fisicamente as condições de fadiga da coluna de perfuração. Amostras de aço API S 135 foram confeccionadas a partir de tubos de perfuração utilizados pela Petrobras na produção de petróleo em águas profundas. Foram determinadas as propriedades mecânicas em tração à temperatura ambiente e levantada a curva de fadiga para o material do tubo. Os resultados da curva de fadiga, da análise superficial quanto à iniciação e acumulação de danos e fractografia em microscópio eletrônico de varredura, permitiram a caracterização das propriedades de fadiga do material. Os resultados foram utilizados para projetar os ensaios dos tubos em escala real no simulador físico de fadiga. Abstract: Drill pipe fatigue occurs due to the cyclic loading that takes place at curved sections of the well originated by the rotation of the tubes. The failure caused by the fatigue crack nucleation and propagation is considered the major risk to the integrity of the tubes. The fatigue damage is

initially accumulated as surface plastic strain resulting in slip bands. This highlights the importance of studying the fatigue crack initiation to correctly analyze the fatigue behavior of a material or component and has motivated the project of an experimental system comprising the in situ differential interference contrast optical analysis of the surface fatigue cracks and damage accumulation. A fatigue test rig to perform full-scale fatigue tests under bending and tension combined loading to simulate the physical conditions found at the well was also designed and built. API S 135 steel samples were machined out of drill pipes used by Petrobras at deep-water oil production. Tensile mechanical properties and S-N fatigue life curve were determined for the drill pipe steel material at room temperature. The interferometric optical analysis of the surface fatigue crack initiation and damage accumulation, the scanning electron microscopy fractography and the S-N fatigue life curve results allowed the material s fatigue properties characterization. The results were used to design the full-scale fatigue tests. Introdução: Na operacionalização de poços de petróleo em águas profundas, os tubos de perfuração são tubos de aço que têm a função de levar o fluido de perfuração até a broca, transmitir rotação à broca (provendo torque), resistir aos esforços mecânicos (cargas estáticas e dinâmicas) devido ao peso da coluna, dobramento, pressões e torque, resistir à corrosão provocada pelo fluido de perfuração, e finalmente resistir à abrasão devido ao contato com as paredes do poço. Ao longo da coluna, os tubos de perfuração sofrem carregamentos mecânicos severos e das mais diversas origens, entretanto, a fadiga é o mecanismo mais atuante. A figura 1 apresenta o cenário em questão. A fadiga em tubos de perfuração ocorre devido ao carregamento cíclico oriundo da rotação destes tubos em seções curvas do poço. A falha causada pela nucleação e propagação de trincas é considerada como um dos principais riscos à integridade destes tubos [1].

Figura 1: Representação esquemática de uma coluna de perfuração A vida em fadiga é dividida basicamente em 4 estágios [2]: 1 Iniciação da trinca desenvolvimento prematuro de dano por fadiga, podendo ser removido por recozimento adequado; 2 Crescimento de bandas de deslizamento aprofundamento da trinca inicial em planos de alta tensão cisalhante. É freqüentemente chamado de estágio I de crescimento de trinca; 3 Crescimento da trinca em planos de alta tensão trativa envolve o coalescimento de trincas gerando uma ou mais trincas principais com direção bem definida, normal à direção principal de carregamento; 4 Fratura final por sobretensão ocorre por falta de seção resistente. Quando a trinca atinge determinado tamanho a fratura se dá por tensão plana cisalhante. Os equipamentos utilizados na prática são projetados para sofrerem solicitações elásticas. Desta forma, observa-se que a fadiga ocorre para um grande número de ciclos de carregamento. Assim, o fenômeno de nucleação e crescimento inicial da trinca até seu tamanho crítico (estágio I) é responsável por cerca de 90% da vida de uma peça ou parte mecânica em serviço sob fadiga. Isso ressalta a importância do estudo de iniciação de trincas de fadiga para uma correta avaliação do comportamento de um material ou componente sob solicitações cíclicas e motivou o projeto de dois novos aparatos laboratoriais: um para análise

óptica in situ de iniciação e acumulação de danos por fadiga e outro para simular fisicamente em escala real as condições mecânicas de fadiga de tubos de perfuração. Objetivos: O presente trabalho tem como objetivos caracterizar o comportamento em fadiga do material de tubo de perfuração utilizado pela Petrobras na produção de petróleo em águas profundas, bem como projetar os ensaios do componente em escala real. Materiais e Métodos: O sistema opto-mecânico desenvolvido para análise da iniciação e acumulação de danos por fadiga foi utilizado na caracterização da fadiga para o material em escala reduzida. O sistema consiste em (figura 2): Máquina de fadiga por flexão alternada, operando em 30Hz com R = - 1; Microscópio óptico metalográfico dotado de contraste por interferência diferencial DIC (Nomarski) e câmera CCD acoplada; Placa de captura de vídeo sincronizada com a máquina de fadiga por um sensor óptico de posição; Computador de alto desempenho com software de captura e tratamento de imagens; Sistema de video-impressora com monitor de 20 e impressora fotográfica por transferência térmica. A análise superficial foi conduzida pela monitoração do aparecimento e crescimento de bandas de deslizamento na superfície de uma amostra para ensaio de fadiga (figura 3). Utilizando o procedimento de interferometria óptica de Nomarski, qualquer mudança na superfície será detectada prematuramente uma vez que o contraste por interferência diferencial realça mudanças de relevo por contraste de cores [3]. Uma intrusão irá aparecer numa cor diferente de uma extrusão e bandas de deslizamento são melhores resolvidas do que utilizando observação por campo claro.

Figura 2: Sistema opto-mecânico de fadiga Isto facilita determinar onde uma trinca pode ser iniciada e em que locais o dano produzido é mais severo, podendo ser correlacionado com a microestrutura e orientação cristalina do material. Figura 3: Dimensões do corpo de prova de fadiga (em mm) O contraste por interferência diferencial (Nomarski) pode ser entendido pelo seguinte (figura 4): Um raio de luz é polarizado e dividido em dois por um biprisma de Wöllaston modificado; Ao alcançar a amostra, esses raios podem percorrer caminhos diferentes em função de diferenças de profundidade no relevo da amostra; Quando refletidos, esses raios são recombinados pelo biprisma. Os que percorreram distâncias diferentes estarão defasados; Ao passar pelo analisador, os raios defasados geram um contraste de cores.

OCULAR ANALISADOR POLARIZADOR BIPRISMA OBJETIVA AMOSTRA Figura 4: Representação esquemática do contraste por interferência diferencial (Nomarski). O aparato de testes em escala real (figuras 5 e 6) reproduz as condições mecânicas de fadiga aplicando um carregamento combinado de flexão com tração, que gera uma tensão cíclica sob o efeito de tensão média. Enquanto o tubo é submetido a um momento fletor constante em sua região central, a tensão em cada fibra longitudinal é variada ciclicamente pela rotação da amostra [4]. Adicionalmente às cargas de flexão, uma tensão média também pode ser aplicada às amostras. As principais características do aparato são: Comprimento máximo da amostra: 6 metros (incluindo conexões finais); Diâmetro externo máximo da amostra: 0,325m; Momento fletor máximo: ~600KN.m; Tensão axial máxima: 2000KN; Faixa de freqüência de testes de 5 a 15Hz. Amostras de aço API S 135 foram confeccionadas a partir de um tubo de perfuração utilizado no campo. Foram determinadas composição química e propriedades mecânicas do aço. Os ensaios de tração foram realizados com taxa de deformação nominal igual a 2,3 x 10-5

s -1, à temperatura ambiente (~ 23 o C). Os corpos de prova foram confeccionados de acordo com a norma ASTM A370, conforme referência estabelecida pela norma API SPEC 5D [5], com dimensões indicadas na figura 7. Também foram realizados ensaios de fadiga em escala reduzida e projetados ensaios em escala real afim de caracterizar tanto o material do tubo quanto o componente em si com relação as suas propriedades. Após fraturar, algumas amostras testadas em escala reduzida foram levadas ao microscópio eletrônico de varredura para análise e caracterização fractográfica. Figura 5: Aparato de testes em escala real Figura 6: Diagrama esquemático do aparato de testes em escala real Figura 7: Dimensões dos corpos de prova de tração

Resultados: A composição química do aço estudado é (em porcentagem em peso): C = 0,33; S = 0,010; P = 0,022; Mn = 1,07; Si = 0,39; Ni = 0,03; Cr = 0,89; Mo = 0,21; Fe = remanescente. A figura 8 apresenta a curva tensão ( n ) X deformação (ε n ) nominal para o material do tubo. A figura 9 mostra a curva tensão-número de ciclos de fadiga para o aço API S 135. A figura 10 apresenta resultados de análise superficial do dano cumulativo de fadiga, usando contraste por interferência diferencial (Nomarski), para uma amostra ciclada até a fratura em uma tensão média de 660 MPa. 1100 1000 900 800 n MPa 700 600 500 400 300 200 100 LE = 1028 MPa LRT = 1078 MPa ε LRT = 4.64 % R = 680 MPa 0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 ε n (%) Figura 8: Curva Tensão Nominal X Deformação Nominal

1000 900 800 700 600 a 500 400 300 200 100 0 10 4 10 5 10 6 10 7 Número de Ciclos Figura 9: Curva tensão-número de ciclos de fadiga para o aço API S 135 Figura 10: Dano cumulativo observado usando Nomarski, no início do ensaio de fadiga (a), em percentagens da vida em fadiga igual a: 40% (b), 80% (c) e 99% (d). A figura 11 mostra a superfície de fratura de uma amostra testada em fadiga com tensão alternada de 600 MPa. A figura 12 mostra parte dessa mesma morfologia de fratura observada com ângulo diferente em relação ao usado na figura 11.

Figura 11: Micrografia eletrônica de varredura da Superfície de Fratura, identificando ponto de iniciação de trinca (1), propagação de trinca (2) e ruptura final estática por sobretensão (3). Figura 12: Micrografia eletrônica de varredura de Estrias de Fadiga (1), fratura dúctil (2) e fratura cisalhante por sobretensão (3). Discussão: As propriedades mecânicas em tração à temperatura ambiente, discriminadas na Tabela 1, estão de acordo com as especificações da norma técnica vigente. A partir dos dados da curva tensão X deformação nominal foi possível levantar a curva tensão X deformação

verdadeira para o material (figura 13). Os estágios de encruamento foram determinados utilizando as equações constitutivas de Ludwig (equação 1) e Swift (equação 2), objetivando descrever o comportamento do material durante a deformação plástica, conforme tabela 2. As equações de Ludwig e Swift se aplicam ao aço API S 135, permitindo identificar 3 estágios de encruamento: um estágio I associado à transição elasto-plástica e à presença da microestrutura de elevada resistência da martensita revenida, um estágio II de encruamento e um estágio III de recuperação dinâmica. Tabela 1: Propriedades mecânicas em tração à temperatura ambiente. Propriedade Mecânica Valor Experimental Tensão Limite de Escoamento 1028 Limite de Resistência à Tração 1078 Alongamento Total (%) (l 0 = 37,12mm) 21 Tensão Nominal de Ruptura 680 ε LRT (%) 4,64 ε u (%) 3,39 Redução de Área (%) (A 0 = 29mm 2 ) 33 Dureza 32 RC 1150 1100 v 1050 1000 950 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 ε v (%) Figura 13: Curva Tensão Verdadeira X Deformação Verdadeira

Tabela 2: Estágios de deformação Parâmetros de Estágios de Intervalos de Intervalos de Parâmetros de Swift Ludwig Deformação Deformação Deformação n K o n K ε o I (0 0,0054) 0,4 733 934 (0 0,0105) 0,039 1254 0,0010 (0,0054 (0,0105 0,082 1441 0,0103 II 0,51 870 964 0,0211) 0,0271) III (0,0211 0,038) -0,35-47 126 (0,0271 0,038) 0,026 1236-6 0,0145 Ludwig: = 0 + Kε n (equação 1) Swift: = K(ε 0 +ε) n (equação 2) Os valores das propriedades mecânicas em tração foram úteis na programação dos ensaios de fadiga. A determinação do limite de resistência à tração para o material do tubo possibilitou uma previsão do limite de fadiga para o material, onde o mesmo pode ser estimado como sendo entre 35 e 60% do limite de resistência à tração [6]. Para determinar o limite de resistência à fadiga e a vida em fadiga em diferentes tensões, corpos de prova de fadiga do aço estudado foram polidas mecanicamente afim de obter-se uma superfície sem arranhões para evitar efeitos de entalhe. Cada corpo de prova foi ciclado até a fratura ou até 10 7 ciclos. Quando 2 corpos de prova consecutivos não fraturaram após 10 7 ciclos o limite de fadiga do material foi determinado (método k das amostras não rompidas, com k = 2). O limite de fadiga encontra-se na faixa estimada a partir do limite de resistência à tração determinado pelos ensaios de tração, sendo seu valor igual a 440 MPa, representando cerca de 45% do valor da resistência mecânica em tração por solicitação monotônica do material. A ação simultânea de tensionamento cíclico, componente trativa e deformação plástica originam a fadiga [7]. A fadiga ocorre pelo acúmulo de deformação plástica oriundo de um elevado tensionamento localizado que ocorre devido à presença de concentradores de tensão (figura 14), sejam eles de origem mecânica (entalhes, cantos vivos, arranhões) ou metalúrgica (inclusões, partículas de segundas-fases, contornos de grão). Nesses locais, a tensão nominal aplicada tem seu valor elevado, produzindo deformação plástica extremamente localizada,

mesmo que a carga aplicada seja elástica. Essa deformação é inicialmente acumulada na forma de bandas de deslizamento. Sua formação ocorre a partir da deformação plástica localizada em conjunto com uma tensão cisalhante local elevada [8]. Ao longo dos ciclos, o número de bandas cresce dentro de um grão tendo sua direção definida pela orientação cristalina predominante do grão. Em uma maior escala, um conjunto de bandas formam intrusões e extrusões na superfície do grão (figura 15). Nos locais onde a orientação cristalina é favorável, as bandas de deslizamento são formadas mais intensamente e reaparecem mesmo após polimento eletroquímico, sendo então denominadas de bandas de deslizamento persistentes. Nessa situação, as intrusões e extrusões formadas podem atuar como local de iniciação de trincas. A formação e o crescimento de uma ou mais trincas nas bandas de deslizamento persistentes leva ao coalescimento para originar uma trinca principal de tamanho suficiente para se propagar por fadiga instavelmente pelo material. Figura 14: Concentradores de tensão metalúrgicos Figura 15: Intrusão e extrusão originadas a partir de bandas de deslizamento A figura 10 mostra o acúmulo de dano por fadiga na superfície de uma das amostras ensaiadas. Uma vez que a resistência mecânica do material é alta, não foram identificadas

bandas de deslizamento com os aumentos utilizados, por outro lado, intrusões e extrusões foram claramente resolvidas. Afim de caracterizar a morfologia de fratura, amostras fraturadas nos ensaios de fadiga foram observadas em microscópio eletrônico de varredura (MEV). A presença de marcas de praia e pontos de iniciação de trincas foram identificados (figura 11). Também pôde ser observado que as estrias de fadiga (resolvidas em aumentos maiores) são frágeis [9], uma vez que não são bem delineadas, estando relacionadas à microestrutura de alta resistência do material. Isso possibilitou a identificação do seguinte: 1) estrias de fadiga; 2) fratura dúctil; 3) fratura cisalhante por sobretensão em função da perda de seção resistente (figura 12). Uma vez que os ensaios de fadiga foram realizados com um fator R = -1, é necessário estipular qual será o comportamento do material para diferentes tipos de carregamento. A figura 15 apresenta um diagrama que plota tensão alternada versus tensão média. A partir do valor do limite de fadiga no eixo Y interceptam-se os valores do limite de escoamento e do limite de resistência à tração no eixo X, traçando-se as linhas de Soderberg e Goodman, respectivamente, para critério de falha [10]. Uma vez que os carregamentos utilizados na prática diferem das condições normais de um ensaio de fadiga (amplitude de tensão constante e tensão média igual a zero), os diagramas de Soderberg e Goodman permitem avaliar a previsão de falha para diferentes condições de carregamento em função da tensão média. Visto que a linha de Soderberg intercepta o limite de escoamento e a de Goodman o limite de resistência à tração fica claro que o critério de Soderberg é mais conservador.

500 450 400 SODERBERG GOODMAN a 350 300 250 200 II 150 100 I 50 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 m Figura 15: Diagramas de Soderberg e de Goodman De acordo com o diagrama, valores crescentes de tensão média (carregamento trativo predominante) e um aumento da tensão alternada levam o material à condição de carregamento descrita pela região II do diagrama, sendo provável a ruptura do material ou componente. Para condições de carregamento que estejam situadas na região I do gráfico a fratura por fadiga não é provável. O transição entre as regiões I e II é delimitada pelos critérios de Soderberg (equação 3) e Goodman (equação 4): a lf + m e =1 (equação 3) a lf + m r =1 (equação 4) onde corresponde à tensão alternada, à tensão média, a m lf ao limite de fadiga, e ao limite de escoamento e r à tensão de ruptura do material. Com essas equações determina-se a maior tensão alternada, em função da tensão média, que pode ser aplicada sem que o material rompa.

A partir dos dados obtidos nos ensaios de tração e fadiga foi possível, com o auxílio da equação de Soderberg, projetar os ensaios do componente em escala real. Os ensaios estão sendo realizados por flexão completamente alternada somada a uma componente trativa constante de 100MPa. As tensões de ensaio,, (tabela 3) são então corrigidas para simular a condição equivalente a uma tensão média zero (equação 5). Tabela 3: Tensões de ensaio,, corrigidas m a 100-100 - 100 800 722 100 700 632 100 600 542 100 500 451 100 400 361 100 300 271 m = a (1 ) (equação 5) e Os ensaios com tensões a iguais a 300 e 400 MPa, equivalentes a tensões de ensaio,, iguais a 271 e 361 MPa, respectivamente, já foram realizados, resultando em não ruptura das amostras, o que está de acordo com a curva tensão-número de ciclos de fadiga para o aço do tubo de perfuração, figura 9. Conclusões: O sistema opto-mecânico projetado e montado mostrou-se útil para a caracterização dos danos superficiais por fadiga no aço. Foi possível determinar qualitativamente a cinética e a morfologia do dano acumulado por fadiga no aço API S - 135, usado em tubos de perfuração de poços de petróleo em águas profundas. A partir dos resultados quantitativos da curva de fadiga do material, em tensão alternada versus número de ciclos, de análises por critérios de falha de Sodeberg e de Goodman e de

uma correção para a realização de ensaio de fadiga por flexão alternada com tensão trativa constante superposta, foi possível determinar as condições dos ensaios de fadiga em escala real do componente utilizado no campo. Agradecimentos Os autores agradecem o apoio financeiro a este trabalho pela ANP FINEP, através do projeto CTPetro no. 714, pelo CNPq, através dos projetos nos. 467256/00-4 e 300179/92-8, assim como pela FAPERJ, projeto no. E-26/151.944/2000. Bibliografia: 1 IV Seminário de Engenharia de Poço, Petrobras, Rio de Janeiro, 1-5/10/2001 2 - G. E. Dieter, Mechanical Metalurgy, McGraw-Hill, 1976 3 - Molecular Expressions Microscopy Primer Specialized Microscopy Techniques http://micro.magnet.fsu.edu/primer/techniques/dic/dicintro.html - 18/10/2001 4 T. A. Netto, S. F. Estefen, Simulação Física em Escala Real de Tubos de Perfuração. Parte I: Aparato de Fadiga em Escala Real. Relatório Fundação COPPETEC, CTPetro no. 714, 2000 5 API Specification 5D (SPEC 5D), Specification for Drill Pipe, American Petroleum Institute, Washington DC, USA, First Edition, March 15, 1988 6 W. D. Callister Jr, Materials Science and Engineering an Introduction, John Wiley & Sons, Nova Iorque, 1996 7 M. Zamprônio, P. E. V. de Miranda, O. Bartier, D. Chicot, J. Lessage, Fatigue crack initiation on plasma nitrided steel with and without hydrogen. Acta Microscopica, 2001. 8 T. S. Srivatsan, T. S. Sudarshan, Review mechanisms of fatigue crack initiation in metals: role of aqueous environments, Journal of Materials Science, 23, 1521 1533, 1988 9 C. Bathias, J.P. Bailon, La Fatigue des Matériaux et des Structures, Hermes, Paris, 1997 10 Metals Handbook Ninth Edition, American Society for Metals, Ohio, 1985