ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE MANGUEIRAS TERMOPLÁSTICAS DE
UMBILICAIS SUBMARINOS SUBMETIDAS A CARREGAMENTOS
MECÂNICOS
Alexandre Soares Rabelo
Dissertação
de
Mestrado
apresentada
ao
Programa de Pós-graduação em Engenharia
Oceânica, COPPE, da Universidade Federal do
Rio de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários à obtenção do título de Mestre em
Engenharia Oceânica.
Orientador: Ilson Paranhos Pasqualino
Rio de Janeiro
Junho de 2013
Rabelo, Alexandre Soares
Estudo
do
comportamento
de
mangueiras
termoplásticas de umbilicais submarinos submetidas
a carregamentos mecânicos/ Alexandre Soares
Rabelo. – Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, 2013.
xvii, 101 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Ilson Paranhos Pasqualino
Dissertação
(mestrado)
–
UFRJ/
COPPE/
Programa de Engenharia Oceânica, 2013.
Referências Bibliográficas: p.100-101.
1.Mangueiras
Colapso.
termoplásticas.
3.Umbilicais.
I.
2.Pressão
Pasqualino,
de
Ilson
Paranhos. II. Universidade Federal do Rio de
Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Oceânica.
III. Título.
iii
Dedico esta dissertação a meus pais, Genoval (in memoriam) e Erenita.
iv
Agradecimentos
A meus filhos, Lucas e Danilo, pela compreensão nos momentos em que estive
ausente.
À minha esposa, pela compreensão e apoio durante todo o curso.
Ao meu orientador Prof. Ilson Paranhos Pasqualino pelo apoio e contribuição
para a realizaçao deste trabalho.
A Profa. Marysilvia Ferreira Costa pelo apoio e ensinamentos ao longo deste
trabalho.
À toda equipe do LTS pela contribuição, apoio técnico e administrativo em
diversas fases deste trabalho, em especial, João Fabrício Machado de Castilho, Luciano
Crespo, Diego Moniz, Danielle Monteiro Romão, Paulo Cesar da Camara M, Luciana
Loureiro da Silva, Antônio R. B. Laurentino, Taís Dias de Assis, Reinaldo Merendaz.
À toda equipe do Laboratório de Metalurgia e Materiais da COPPE/UFRJ, em
especial, Luiza M. Sancier, Antonio Francisco Jumior, Pedro Viana Gomes, Agmar J. J.
Silva.
Aos amigos José Eduardo Mendonça da Silva e Samuel Rodrigues Cruz, pela
ajuda e apoio viabilizando todo o trabalho.
Aos amigos da Petrobrás, em especial, Willian Albuquerque da Silva - US-SUB,
Volney Soares Lopes - CENPES, José Luiz Zaganelli – OP/P56, Diego M. G. –
OP/P51, André Athayde Gonçalves – IPP, Marcelo Brack – IPP/UO-RIO, pela ajuda e
orientação nas diversas fases deste trabalho.
v
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE MANGUEIRAS TERMOPLÁSTICAS DE
UMBILICAIS SUBMARINOS SUBMETIDAS A CARREGAMENTOS
MECÂNICOS
Alexandre Soares Rabelo
Junho/2013
Orientador: Ilson Paranhos Pasqualino
Programa: Engenharia Oceânica
Este trabalho apresenta um estudo experimental baseado em observações do
comportamento de mangueiras termoplásticas quando submetidas a carregamentos
mecânicos de pressão externa e interna. O estudo buscou trazer aspectos de falhas
ocorridas em umbilicais armados em operação para comparar com os resultados de
testes experimentais realizados em mangueiras termoplásticas sob variadas condições de
carregamento de pressão interna e externa. Foi objetivo também deste trabalho, iniciar
pesquisa de compatibilidade de materiais candidatos a substituir a Poliamida 11, que
hoje é usada na fabricação do tubo principal de mangueiras termoplásticas de umbilicais
de controle. O trabalho permitiu identificar o mecanismo de falha dessas mangueiras e
um promissor substituto para tais elementos estruturais.
vi
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
BEHAVIOR STUDY OF SUBSEA UMBILICAL THERMOPLASTIC HOSES WHEN
SUBJECTED TO MECHANICAL LOADING
Alexandre Soares Rabelo
June/2013
Advisor: Ilson Paranhos Pasqualino
Department: Ocean Engineering
This dissertation presents an experimental study based on observations of
thermoplastic hoses behavior when subjected to external and internal pressure loadings.
The study presents some armored umbilicals failure data to compare to experimental
results of thermoplastic hoses under different load history of external and internal
pressure. The objective of this work is to initiate some research on new materials that
could be used as an alternative to polyamide 11, which is the most common material
used to manufacture the core of control umbilical thermoplastic hoses. The obtained
results allowed not only to identify the failure mode of such hoses but also to propose
potential candidates to replace the polymeric liner of polyamide 11.
vii
Sumário
1.
Introdução.....................................................................................................................1
1.1
2.
Proposta de Estudo ..............................................................................................2
Revisão Bibliográfica...................................................................................................3
2.1
Umbilicais de Controle Submarino.....................................................................3
2.1.1 Fabricação ............................................................................................................9
2.1.1.1 Fabricação de Mangueiras Termoplásticas........................................................9
2.1.1.2 Fabricação de Umbilicais................................................................................12
2.1.2 Qualificação........................................................................................................14
2.1.3 Instalação e Manuseio........................................................................................15
2.1.4 Falhas em Umbilicais ........................................................................................18
2.1.4.1 Deficiências Fabris .........................................................................................18
3.
2.2
Arvore de Natal...................................................................................................22
2.3
Trabalhos Anteriores ..........................................................................................24
Mangueiras Termoplásticas .......................................................................................33
3.1
Características Estruturais ................................................................. ............... 33
3.2
Materiais poliméricos ................................................................................ ....... 35
3.2.1 Polímeros - Estrutura Cristalina e suas Propriedades.........................................35
3.2.2 Comportamento Mecânico dos Polímeros .........................................................40
3.2.3 Considerações sobre Ensaios Mecânicos em Polímeros ...................................44
3.2.4 Considerações sobre Materiais da Mangueira Termoplástica ...........................48
3.3
4.
Qualificação ........................................................................................................50
Estudo de Caso e Experimentos ................................................................................54
4.1
Falhas em Mangueiras Hidráulicas de Umbilicais de Controle Ocorridas
em serviço ......................................................................................................................54
viii
4.2
Reprodução de falhas em laboratório - Ensaio de Pressão a Ruptura em
Mangueiras Termoplásticas de Umbilicais de Controle .............................................60
4.2.1 Metodologia........................................................................................................60
4.2.1.1 Descritivo das Amostras..................................................................................60
4.2.1.2 Descritivo dos Ensaios Colapso/Explosão ......................................................60
4.2.1.3 Descritivo dos Ensaios Cíclicos Colapso/Explosão ........................................75
4.3
Ensaios para Caracterização de Materiais para Mangueiras
Termoplásticas de Umbilicais de Controle..................................................................88
4.3.1 Descritivo dos Ensaios .......................................................................................88
4.3.1.1 Ensaio de Tração em amostras de Poliamida ..................................................90
4.3.1.2 Ensaio de Tração em amostras de Poliéster Termoplástico Parker ................92
4.3.1.3 Ensaio de Tração em amostras de Elastômero FMK.......................................94
5. Resultados Finais.............................. ....................................................................... 95
5.1
Considerações Gerais ......................................................................................95
6. Conclusões .................................................................................................................98
6.1
Sugestões .........................................................................................................98
Referências Bibliográficas ............................................................................................. 100
ix
Lista de Ilustrações
Fig.1 – Umbilical de mangueiras termoplásticas (armado)
03
Fig.2 – Umbilical elétrico de potência
04
Fig.3 – Umbilical elétrico de sinal
04
Fig.4 – Integrated Service Umbilical (ISU)
04
Fig.5 – Umbilical eletro-hidráulico de Mangueiras Termoplásticas
05
Fig.6 – Umbilical de Tubos de aço (Alta pressão e alta temperatura)
05
Fig.7 – Outros tipos de umbilicais
05
Fig.8 – Vista em corte de umbilicais de 12 e 5 funções
06
Fig.9 – Ilustração de um sistema submarino de produção interligado a um manifold
08
Fig.10 – Máquina extrusora para fabricação do liner de mangueiras termoplásticas
10
Fig.11 – Máquina trançando a aramida sobre o liner
10
Fig.12 – Máquina extrusora da capa externa da mangueira.
11
Fig.13 – Trecho de data sheet de umbilical de mangueiras termoplásticas do fabricante P
11
Fig.14 – Lay out da etapa de reunião das mangueiras (cabling) em uma espiraladora
12
Fig.15 – Aplicação de fita de alta resistência e extrusão de capa interna
12
Fig.16 – Assentamento helicoidal das camadas de arame pelas armatrizes
13
Fig.17 – Extrusão da capa externa e controle dimensional
13
x
Fig.18 – Umbilicais acondicionados em bobinas
14
Fig.19 – Navio de lançamento de dutos flexíveis (PLSV) e seu tensionador
15
Fig.20 – Trinca em capa de UEH
19
Fig.21 – UEH com ondulações
19
Fig.22 – Torção de UEH em instalação
20
Fig.23 – Trinca em reparo de capa feito na fábrica
20
Fig.24 – Capa descolada do armour pot
21
Fig.25 – Arame rompido na solda
21
Fig.26 – Mangueira rompida em operação
22
Fig.27 – Esquemático de ANM de controle hidráulico direto
23
Fig.28 – Sistema multiplexado de controle.
23
Fig.29 – (a) Deformações no colapso e expansão da Poliamida 11; (b) Deformações no
colapso e expansão do Viton®
26
Fig.30 – Tempo de Meia Vida x Temperatura para corpos de prova e mangueiras com
fluido de controle C
30
Fig.31 – Tempo de Meia Vida x Temperatura para corpos de prova
30
Fig.32 – Tempo de Meia Vida para mangueiras de poliamida 11 e poliéster
termoplástico a temperaturas de 40 e 70oC
31
Fig.33 – Tempo de Meia Vida para corpos de prova de poliamida 11
31
Fig.34 – Tempo de Meia Vida para corpos de prova de poliéster termoplástico
31
Fig.35 – Mangueira termoplástica
33
Fig.36 – Aspecto macroscópico do trançado de aramida
34
Fig.37 – Trecho de data sheet de umbilical do do fabricante M
34
xi
Fig.38 – Visão microscópica da cristalização polimérica
35
Fig.39 – Variação do volume específico e as transições Tg e Tm
37
Fig.40 – Temp. Tg e Tm em ciclo de aquecimento e Tc em ciclo de resfriamento
38
Fig. 41– Relação entre temperaturas de transição e estados físicos de um polímero
41
Fig.42– Gráfico deformação x tempo em ensaio de fluência
42
Fig.43 – Gráfico tensão x tempo em ensaio de relaxação de tensão
42
Fig.44 – Cadeias poliméricas enoveladas (a) e alongamento na direção de s (b) 43
Fig.45 – Perfil do corpo de prova deformado durante ensaio de tração
44
Fig.46 – Marcação da região “linear”, determinação de s y
45
Fig.47 – Comprimento da região útil inicial (l0) e deformado (l) do CP após ensaio
45
Fig.48 – Tensão (TS) em materiais dúcteis e frágeis
46
Fig.49 – Cálculo da tenacidade
46
Fig.50 – Diferentes polímeros em ensaio de tração
47
Fig.51 – Efeito da temperatura na curva tensão x deformação do acrílico (termoplástico)
48
Fig.52 – Efeito da taxa de deformação na curva tensão x deformação da resina epóxi
(termofixo)
48
Fig.53 – Evolução do comportamento em tração em função do tempo de
envelhecimento das poliamida 6 (a) e poliamida 11(b)
49
Fig.54 – Registro de mangueiras danificadas
54
Fig.55 – Aspecto da seção transversal da região vincada
56
xii
Fig.56 – Aspecto da ruptura da camada de Kevlar
56
Fig.57 – Aspecto do dano na região vincada
56
Fig.58 – Oscilação de pressão do sistema no primeiro bimestre
57
Fig.59 – Oscilação de pressão do sistema no segundo bimestre
58
Fig.60 – Oscilação de pressão no último bimestre de operação do umbilical
58
Fig.61 – Quadro cronológico de falhas e eventos
59
Gráfico A1 – Teste de ruptura mangueira M1
61
Gráfico A2 – Teste de ruptura mangueira M12
62
Fig.62 – Fotos C e D – Amostras M7 e M8 com a proteção tubular resinada
63
Fig.63 – Fotos E e F –Tubo interno do conector e mangueira danificada.
63
Fig.64 – Fotos G, H, I e J – Montagem do arranjo no conector da mangueira
64
Fig.65 – Fotos P e Q – Dano na mangueira M10
65
Fig.66 – Fotos R e S – Montagem mangueira M19
65
Gráfico A3 – Teste de ruptura mangueira M5
66
Gráfico A4 – Teste de ruptura mangueira M7
66
Gráfico A5 – Teste de ruptura mangueira M8
67
Gráfico A6 – Teste de ruptura mangueira M6
67
Gráfico A7 – Teste de ruptura mangueira M10
68
Gráfico A8 – Teste de ruptura mangueira M11
68
Gráfico A9 – Teste de ruptura mangueira M19
69
Gráfico A10 – Teste de ruptura mangueira M4
70
Gráfico A11 – Teste de ruptura mangueira M9
70
Fig.67 – Foto L, M, N, O – Teste de ruptura com a amostra M9
71
xiii
Fig.68 – Extração da camada externa de poliuretano
73
Fig.69 – Inspeção visual da camada intermediária de aramida e verificação da
deformação do perfil da mangueira
74
Fig.70 – Extração da camada de aramida e inspeção visual do tubo principal de PA-11
74
Fig.71 – Observações do procedimento de dissecação
75
Gráfico B1 – Teste de ruptura mangueira M13 – 10 ciclos
77
Gráfico B2 – Teste de ruptura mangueira M14 – 25 ciclos
77
Gráfico B3 – Teste de ruptura mangueira M15 – 50 ciclos
78
Gráfico B4 – Teste de ruptura mangueira M16-1 – 10 ciclos
79
Gráfico B5 – Teste de ruptura mangueira M16-2 – 25 ciclos
79
Gráfico B6 – Teste de ruptura mangueira M16-3 – 50 ciclos
80
Fig.72 – Aparato para teste cíclico
80
Fig.73 – Manifold
81
Fig.74 – Válvula nº1
81
Fig.75 – Válvula nº2
82
Fig.76 – Válvula nº3
82
Fig.77 – Válvula nº4
83
Fig.78 – Amostra M13 – ciclo de corte
84
Fig.79 – Amostra M14 – ciclo de corte
84
Fig.80 – Amostra M15 – ciclo de corte
85
Fig.81 – Condições iniciais do ensaio cíclico
86
Fig.82 – Observações do procedimento de dissecação
87
xiv
Fig.83 – Equipamento para imersão de corpos de prova
89
Fig.84 – Preparação de máquina para teste de tração
89
Fig.85 – Corpo de prova Tipo I segundo a norma ASTM D-638
90
Fig.86 – Amostra tracionada durante ensaio
91
Fig.87 – Gráfico tensão deformação da Poliamida 11 antes e depois de envelhecido
91
Fig.88 – Corpo de prova segundo a norma ISO 37
92
Fig.89 – Quadro de dimensões para corpo de prova ISO 37
92
Fig.90 – Aspecto dos corpos de prova depois e antes do contato com o fluido HW
93
Fig.91 – Gráfico tensão deformação da Poliéster Parker antes e depois de Envelhecido
93
Fig.92 – Gráfico tensão deformação do elastômero FKM antes e depois de
Envelhecido
94
xv
Lista de Tabelas
Tab.1 – Tabelas p/seleção de mangueiras e tubes (API 17 E)
07
Tab.2 – Tabela comparativa
07
Tab.3 – Condições iniciais do ensaio monotônico
71
Tab.4 – Condição de teste
85
xvi
Nomenclatura
E
Módulo de elasticidade ou Young ..................................................................... [MPa]
Siglas e Abreviaturas:
®
Marca registrada
ANM
Árvore de Natal Molhada
API
American Petroleum Institute
ASTM
American Society for Testing and Materials
BCS
Bomba Centrífuga Submersa
FAT
Factory acceptance Test
HCR
High Collapse Resistance
ISO
International Organization for Standardization
PA11
Poliamida 11
PDG
Pressure downhole Gauge
PLSV
Pipe Laying Support Vessel
PU
Poliuretano
xvii
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO
Durante muitos anos, um significativo número de falhas em umbilicais
instalados em campos de produção da offshore estava relacionado a problemas de
projeto e fabricação, decorrentes das deficiências dos fornecedores do produto, dada a
frágil sistematização da qualidade intrínseca ao produto e à forte necessidade de
melhoria no próprio controle dos processos fabris, na mão-de–obra qualificada e na
adoção de ferramentas computacionais mais confiáveis para os projetos. Os
fornecedores de umbilicais de mangueiras termoplásticas, de maneira geral, se valiam
e, em alguns casos ainda se valem, de empirismos nas concepções de projetos de
componentes funcionais e acessórios de umbilicais. Havia também ausência de
ferramentas de análise local assertivas e dedicadas para umbilicais dotados de
mangueiras, baseando seus parâmetros de projeto na experiência e na realização de
extensa gama de testes em protótipos até a validação de um produto apto ao ingresso no
processo fabril.
Entre os anos de 2009 e 2010, a alta gerência de uma grande empresa do ramo
de petróleo, determinada em coibir as falhas prematuras das mangueiras de controle
hidráulico dos umbilicais, que geravam interrupções na operação dos poços e assolada
pelos altos custos inerentes a manutenção e substituição de umbilicais defeituosos, criou
um grupo de trabalho (GT) que foi incumbido de apresentar um diagnóstico para o
problema e fomentar as soluções técnicas pertinentes. Este grupo, após alguns meses de
intensa pesquisa, realização de testes e auditorias junto aos fabricantes de umbilicais,
evidenciou que as falhas ocorriam realmente por uma limitação no projeto das
mangueiras termoplásticas que compunham o umbilical de controle, mas que poderiam
ser mitigadas através de mudanças no procedimento de instalação dos umbilicais
submarinos e por controle pormenorizado das condições de preenchimento das
mangueiras junto aos fornecedores. Com a conclusão do trabalho deste GT em 2011, foi
publicado um novo procedimento criando condições para instalação de umbilicais
submarinos na Petrobras. Estas “novas regras”, resumidamente, propiciaram condições
de contorno para que as mangueiras termoplásticas conseguissem ser instaladas
totalmente cheias e pressurizadas de fluido hidráulico, não havendo depois de sua
implementação nenhum registro de falhas em mangueiras pelos mecanismos
anteriormente identificados.
Hoje, os custos diretos e indiretos com operações de
2
manutenção de umbilicais instalados após o GT praticamente caíram a zero, sendo
onerada, porém, a fase da instalação, que incorporou custos indiretos gerados pela
diminuição na velocidade de lançamento e utilização de uma segunda embarcação para
monitoração do touch down point, como acontece nos casos de interligação de
umbilicais em árvore de natal molhadas (ANMs) de controle hidráulico, onde passou a
ser mandatório, por questões de segurança, a entrega de sua primeira ponta na
plataforma antes da conexão no poço. Além destes custos, cientificamente ainda pairam
dúvidas sobre as limitações dos projetos das mangueiras termoplásticas diante dos
cenários futuros desafiadores das instalações em águas ultra profundas da Petrobras.
1.1 PROPOSTA DE ESTUDO Baseado em informações de testes realizados pela Petrobras e buscando aprender
mais sobre as limitações dos umbilicais de mangueiras termoplásticas instalados nos
campos de produção desta empresa, este trabalho, de análise experimental, tem como
proposta estudar o comportamento das mangueiras isoladamente (fora do conjunto
umbilical armado), quando submetidas a carregamentos de pressão externa e interna.
Este estudo objetiva avaliar, através de testes experimentais, as deformações e falhas
ocorridas
em
mangueiras
termoplásticas
submetidas
a
pressurizações
e
despressurizações, utilizando dados de limites operacionais informados pelos
fabricantes destas mangueiras e documentados através de data sheets de fabricação. Faz
parte desta pesquisa, realizar uma breve correlação com as falhas em umbilicais
observadas em campo e iniciar pesquisa de materiais poliméricos que poderiam vir a
substituir o material base de fabricação das mangueiras termoplásticas, a poliamida 11.
A dissertação a ser apresentada seguiu a seguinte estruturação: no Capitulo 2 foi
feita uma revisão de literatura apresentando o conceito de umbilical, sua fabricação,
qualificação, instalação, falhas até hoje detectadas e trabalhos de pesquisa ligados a este
equipamento. O Capítulo 3, por sua vez, foi direcionado ao componente mangueira
termoplástica, evidenciando suas características construtivas, materiais de fabricação e
sua qualificação. No Capítulo 4 foi apresentado estudo de caso sobre uma falha ocorrida
em campo e todos os ensaios experimentais realizados em laboratório. O Capítulo 5 foi
dedicado a considerações finais e o Capítulo 6 as conclusões e sugestões para trabalhos
futuros.
3
CAPÍTULO 2 - REVISÃO DE LITERATURA
2.1 UMBILICAIS DE CONTROLE SUBMARINO
O termo Umbilical designa de modo geral um grupo de mangueiras, cabos
elétricos, cabos de fibra óptica e tubos, isolados ou agrupados em quaisquer
combinações e reunidos de forma flexível, sejam “armados” ou não.
Nos umbilicais armados (fig.1) os arames ou armaduras estão dispostos de forma
circular sobre a periferia do núcleo funcional com o objetivo principal de conferir
resistência mecânica ao conjunto. Por outro lado, os umbilicais não armados não
possuem arames, a resistência mecânica é obtida através dos elementos internos,
normalmente tubos metálicos, que além de apresentarem função operacional, atuam
como elementos estruturais.
Fig.1 – Umbilical de mangueiras termoplásticas (armado)
4
Os umbilicais são utilizados na indústria do petróleo para comando hidráulico, elétrico,
injeção de produtos químicos, alívio de pressão e coleta de informações. Podem ter as
mais diversas configurações em função das necessidades do empreendimento. As
utilizações mais comuns recebem denominações que visam identificar o uso para o qual
o umbilical foi projetado. Resumidamente os principais são:
•
Figura 2 - Umbilical elétrico de potência – Interliga plataformas, alimenta
bombas submarinas de alta e média tensão e outros equipamentos de
processamento submarino.
•
Figura 3 - Umbilical elétrico de sinal – Aquisição de sinal de sensores de ANMs
e outros equipamentos submarinos.
•
Figura 4 - Integrated Service Umbilical (ISU) – Integra as funções de um tubo
flexível de gás lift e de um umbilical de controle.
5
•
Figura 5 - Umbilical eletro-hidráulico de Mangueiras Termoplásticas – Possui as
funções de comando hidráulico e elétrico para equipamentos submarinos, coleta
de sinais e injeção química. Mais comum nas instalações da Petrobras.
•
Figura 6 - Umbilical de Tubos de aço (Alta pressão e alta temperatura) - Possui
as funções de comando hidráulico e injeção química. Utilização recomendada
para projetos em águas ultra-profundas.
Outras configurações também são possíveis e dependerão das especificidades do
projeto, das necessidades do cliente e da tecnologia disponível no mercado.
Fig.7 – Outros tipos de umbilicais
6
A utilização do umbilical de mangueiras termoplásticas, os quais compõem mais
de 95% dos umbilicais hoje em operação na Petrobras, BUSCACCIO, F.A. [9], pode ser
justificada pelo seu menor custo quando comparados a outras soluções, por serem mais
robustos relativamente a seu manuseio, permitindo sua desinstalação e reutilização, por
não necessitarem de um barco específico para sua instalação e pela maior oferta deste
produto pelos fabricantes instalados no país. Tipicamente, pelo tipo de layout submarino
adotado pela Petrobras, no qual as plataformas interligam-se diretamente aos poços
satélites, as estruturas básicas definidas para os poços produtores e injetores de água
comandados por controle hidráulico direto foram, respectivamente, os umbilicais de 12
(doze) funções (9 mangueiras de funções hidráulicas de Ø 3/8”, 3 mangueiras HCR de
Ø 1/2” para injeção química e 1 cabo elétrico de três pares) e os de 5 (cinco) funções (5
mangueiras de funções hidráulicas de Ø 3/8” e 1 cabo elétrico de três pares).
Existem também arranjos submarinos com manifolds, contudo em menor
número. Mesmo em projetos de LDA ultra-profundas ainda são buscadas alternativas
para o uso de umbilicais com mangueiras termoplásticas.
Fig.8 – Vista em corte de umbilicais de 12 e 5 funções
Neste último cenário, em que condições de alta pressão e temperatura são
comuns, as limitações hoje ainda existentes no projeto das mangueiras termoplásticas,
abrem caminho para os umbilicais de tubos metálicos (STU). O uso de tubos metálicos
em detrimento a mangueiras, permite projetos de umbilicais mais compactos, uma vez
que as dimensões nominais dos tubos, para uma mesma faixa de aplicação de pressão,
são menores que as das mangueiras, as quais, para casos de temperatura e pressão mais
elevadas, não possuem correspondência.
7
Tab.1 – Tabelas p/seleção de mangueiras e tubos metálicos [1]
* DWP – Design Working pressure
Apesar desta característica vantajosa do produto, os STU são mais sensíveis ao
manuseio desde sua fabricação, necessitam de embarcações e cuidados especiais para
sua instalação e monitoramento durante sua operação. Todos estes cuidados são em
função da suscetibilidade dos tubos de aço aos fenômenos de deformação plástica do
metal, fadiga e rigidez do conjunto. Na tabela abaixo é apresentado um comparativo
com foco nas vantagens e desvantagens das soluções com tubos e com mangueiras.
Tab.2 – Tabela comparativa
Mangueiras Termoplásticas
Tubos Metálicos
Baixa rigidez
Facilidade de manuseio e instalação
Compatibilidade com os MCVs
(Modulo de Conexão Vetical) atuais
Podem ser desinstalados e instalados
novamente
Adequados a todos PLSVs da frota a
serviço da Petrobras
Fadiga não é o dimensionante em geral
Alta rigidez
Manuseio e instalação mais complexos
Necessitam adaptações para conexão aos
MCVs
Sua reinstalação depende de avaliação sobre
as deformações do duto
Necessitam de embarcações especiais
Limitações de pressão e temperatura
Limitações de fluidos conduzidos
Limites elevados de pressão e temperatura
Compatíveis com todos os fluidos
conduzidos
Podem ser instalados vazios e
despressurizados
Devem ser instalados com suas
mangueiras cheias e pressurizadas
Fadiga é o dimensionante em geral
8
Os umbilicais são componentes indispensáveis nos sistemas de produção e
escoamento submarino de óleo e gás. Normalmente são utilizados interligando as
plataformas de produção aos mais diversos equipamentos submarinos situados no leito
marinho, tais como ANMs, Manifolds, Válvulas Submarinas etc, fig.9.
Fig.9– Ilustração de um sistema submarino de produção interligado a um manifold
No âmbito da Bacia de Campos, onde está concentrado o maior número de
umbilicais instalados pela Petrobras, a aplicação majoritária é destinada ao comando de
ANMs de produção e injeção. As aplicações principais são as seguintes:
•
Comando hidráulico de ANMs;
•
Transporte de produtos químicos para injeção nas tubulações de coleta
através de pontos de injeção instalados nas ANMs;
•
Coleta de sinais de sensores de ANMs (Transdutores de pressão e
temperatura instalados no corpo das Árvores, comumente denominados
TPTs e de sensores de fundo instalados dentro das colunas de produção,
comumente denominados PDGs);
•
Comando hidráulico de válvulas submarinas de oleodutos e gasodutos de
exportação;
9
•
Transmissão de energia elétrica entre plataformas, geralmente em médias
e altas tensões;
•
Transmissão de energia elétrica em baixa tensão, para acionamento de
módulos eletrônicos de comandos de Manifolds;
•
Transmissão de energia hidráulica para acionamento de válvulas em
Manifolds;
•
Transmissão de energia elétrica para alimentação de BCSS ou BCS
(Bombas Centrífugas Submarinas Submersas).
Os umbilicais, tipicamente, são concebidos para uma vida útil prevista em
projeto, de 20 a 25 anos.
2.1.1 Fabricação
Os umbilicais são fabricados de acordo com normas internacionais. De maneira
geral a fabricação de umbilicais envolve a fabricação de mangueiras e elementos
funcionais e a montagem do umbilical em si.
Resumidamente a fabricação do umbilical de controle envolve as seguintes
etapas:
2.1.1.1 Fabricação de Mangueiras termoplásticas
a. Extrusão do liner ou tubo interno em PA-11 da mangueira e avaliação
dimensional (espessura, diâmetro e ovalização);
10
Adição de matéria
Controle
Extrusão
Fig.10 – Máquina extrusora para fabricação do liner de mangueiras termoplásticas
b. Aplicação do trançado de aramida sobre o liner;
Fig. 11 - Máquina trançando a aramida sobre o liner
c.
Extrusão da capa externa em poliuretano sobre a camada de aramida.
11
Fig.12 – Máquina extrusora da capa externa da mangueira.
Mangueiras testadas a 10000psi e encaminhadas para a fabricação do umbilical.
Fig.13 – Trecho de data sheet de umbilical de mangueiras termoplásticas
12
2.1.1.2 Fabricação de Umbilicais
a. Cabeamento das mangueiras (cheias de água e pressurizadas a 500psi);
Nesta etapa as mangueiras termoplásticas, HCR, cabo elétrico de potência e
elementos estruturais são reunidos de forma helicoidal. Estes componentes reunidos
assumem uma forma cilíndrica, preparada para a próxima etapa.
Fig.14 – Lay out da etapa de reunião das mangueiras (cabling) em uma espiraladora
b. Extrusão da capa interna em Polietileno de Baixa Densidade;
Nesta etapa os elementos funcionais já reunidos, são “enrolados” com fita de alta
resistência e protegidos pela extrusão da capa interna, base para assentamento das
armaduras.
Fig.15 – Aplicação de fita de alta resistência e extrusão de capa interna
13
c. Aplicação dos arames das armaduras de tração (armação);
Nesta etapa são assentadas duas camadas de arame em máquinas denominadas
“armatrizes”, uma em sentido horário e outra no sentido anti-horário, seguindo uma
trajetória helicoidal ao eixo do duto.
Fig.16 – Assentamento helicoidal das camadas de arame pelas armatrizes
d. Extrusão da capa externa em Polietileno de Alta Densidade; e,
Nesta etapa há a extrusão final da capa externa, são feitos o controle dimensional
do umbilical e as marcações do fabricante sobre a capa.
Fig.17 – Extrusão da capa externa e controle dimensional
14
e. Acondicionamento do umbilical montado em bobina.
Nesta etapa as mangueiras do umbilical são submetidas ao FAT de teste
hidrostático a uma pressão de 1,5X pressão de projeto por 6h.
Fig.18 – Umbilicais acondicionados em bobinas
2.1.2 Qualificação
Pode ser entendido como um processo no qual são realizados testes em uma
estrutura, com o objetivo de se avaliar o seu desempenho frente ao conjunto imposto de
carregamentos e das condições de contorno definidos a partir de sua especificação.
Esta metodologia não difere no caso dos umbilicais, onde são verificadas:
•
Convergência entre os valores observados em testes e os valores teóricos
calculados pela metodologia do projeto do fornecedor;
•
Representatividade e dispersão dos resultados dos testes, onde diferenças
entre amostras não idênticas oriundas das variações dos processos fabris
podem apresentar resultados diversos;
•
Convergência entre o comportamento observado em teste e aquele
presumido pela metodologia de projeto;
•
Convergência entre os valores observados no teste e valores históricos;
•
Caracterização do modo de falha em testes destrutivos e seqüência de
eventos até a falha.
Faz-se uso de testes de qualificação padronizados pela API 17E [1] que
discrimina os testes de protótipos dos testes de aceitação de fábrica. Além dos
15
discriminados pela API, a Petrobras faz uso de testes não padronizados, devido a
necessidades de verificação de desempenho dos umbilicais e seus acessórios,
considerando a existência de novas exigências operacionais e falhas de campo.
Os testes também objetivam a caracterização de materiais, otimização do projeto
e dos processos de fabricação do umbilical.
2.1.3 Instalação e Manuseio
Durante a instalação o umbilical fica submetido a solicitações axissimétricas,
variações de curvatura e a outras solicitações que são decorrentes desta etapa. As
solicitações extremas são semelhantes as dos risers flexíveis em catenária livre durante
sua operação, tais como tração dinâmica no topo e variações de curvatura no topo e no
fundo.
Os equipamentos que auxiliam o lançamento nos PLSVs submetem os
umbilicais a solicitações, que em alguns casos não são axissimétricas, se constituindo de
cargas aplicadas radialmente (compressão radial). Este carregamento é chamado
genericamente de crushing load (CL) que pode ser definido como a carga de
compressão radial a que um determinado umbilical pode resistir sem danos estruturais
ao conjunto ou aos seus componentes internos, BUSCACCIO, F.A. [9]. Este parâmetro
é fundamental em função do lançamento ocorrer por meio de tensionadores que
comprimem radialmente o umbilical de modo a resistir ao peso da catenária de
lançamento. Para uma determinada catenária, definida pelo ângulo de topo, quanto
maior a LDA, maior será o esforço de compressão (crushing load).
Fig.19 – Navio de lançamento de dutos flexíveis (PLSV) e seu tensionador.
16
A compressão radial mínima nos tensionadores é aquela necessária para manter
o conjunto suspenso enquanto o mesmo é lançado. É preciso garantir que os
tensionadores manterão um aperto não menor do que este valor mínimo durante toda a
operação de lançamento. Em função do equipamento utilizado, um determinado valor é
ajustado para que este requisito de valor mínimo não seja violado. Este valor não poderá
ser maior do que a DCL (design crushing load) do umbilical, sendo um fator
condicionante para a escolha do navio de instalação, os quais poderão ter tensionadores
com compressão radial mínima menor ou maior que os valores requeridos.
A compressão radial mínima requerida nos tensionadores é função da tração a
ser transferida para os tensionadores, do menor coeficiente de atrito dinâmico entre a
capa externa da estrutura e a sapata do tensionador, do número de esteiras por
tensionador, do comprimento do tensionador e do número de tensionadores que serão
efetivamente empregados.
A compressão radial de projeto (design crushing load) para uma aplicação
particular é a máxima compressão radial a qual o umbilical pode ser submetido. Ela é
dependente da tração atuante, isso porque a tração atuando no umbilical provoca tração
nos arames das armaduras de tração e induz o efeito de esmagamento (squeeze) nas
camadas internas.
• DCL = DLT/ (t x b x ff x cl), sendo;
DCL = Design crushing load
DLT = Tensão de lançamento de projeto
t = Número de tensionadores (*)
b = Número de esteiras por tensionador (*)
ff = Fator de fricção informado pelo fabricante do tensionador
cl = Comprimento de contato entre o umbilical e a esteira do tensionador (*)
(*) Espec. Tec. Do navio de lançamento
A DLT é definida como o maior valor de tração a que poderá ser submetido o
umbilical em função da LDA e de sua estrutura, BUSCACCIO, F.A. [9].
Nos umbilicais a premissa de manutenção de lançamento com as mangueiras
totalmente cheias de fluido hidráulico é fundamental para que não ocorram falhas nas
mangueiras.
A compressão radial a que as seções ficam submetidas durante a passagem nos
tensionadores e na roda de lançamento, provocam significativa flexão nos internos do
umbilical. Além disso, as armaduras de tração submetem os elementos funcionais à
17
pressão mecânica e os equipamentos induzem ovalizações nas mangueiras
(sobremaneira se as mangueiras estiverem parcialmente cheias de fluido hidráulico).
2.1.3.1 Novas Premissas para Instalação e Manuseio
Em conformidade com a norma API RP 17I [10] e corroborando com o trabalho
realizado pelo GT de umbilicais, o novo procedimento de instalação de umbilicais
submarinos adéqua características e limitações inerentes ao produto à condição de
lançamento, sobremaneira, em LDAs profundas, onde os carregamentos envolvidos
poderiam penalizar os componentes funcionais dos umbilicais. Passa a ser condição
principal durante o lançamento e instalação dos umbilicais, as mangueiras
termoplásticas destes dutos estarem cheias e pressurizadas pelo fluido hidráulico de
controle. Para cumprimento desta condição houve necessidade de modificações nos
padrões referentes a aquisição, instalação e operação dos umbilicais, dentre estas
mudanças podem ser destacadas:
Incorporados as especificações técnicas para aquisição de umbilicais
submarinos, acessórios com a finalidade de bloquear perdas de fluido hidráulico pelas
mangueiras dos umbilicais durante as emendas entre tramos, interligações com suas
interfaces de superfície e com equipamentos submarinos (uso de engates rápidos).
Alterados os procedimentos de lançamento de umbilicais com objetivo de evitar
aberturas inadvertidas ou espúrias das válvulas das ANMs. Desta forma, levando em
conta o atual cenário e as futuras instalações de umbilicais, ficam válidas as
possibilidades:
- Instalação do umbilical com mangueiras pressurizadas por CVD (Conexão
Vertical Direta) de segunda extremidade no poço quando a ANM instalada for do tipo
Controle Hidráulico Direto;
- Instalação do umbilical com mangueiras pressurizadas por CVD de primeira ou
de segunda extremidade quando a ANM ou o equipamento submarino instalados forem
multiplexados, sem riscos de atuações inadvertidas das válvulas;
- Instalação do umbilical com mangueiras pressurizadas por CVD de primeira ou
de segunda extremidade quando a ANM instalada for do tipo Controle Hidráulico
Direto de Nova Geração. Neste modelo, as funções de acionamento das válvulas só são
18
liberadas após a conexão dos jumpers para as funções hidráulicas entre o MCV (Módulo
de Conexão Vertical) e a ANM, sem riscos de aberturas espúrias das válvulas.
Todas as alterações foram concebidas, avaliadas e adotadas ao longo dos
trabalhos realizados internamente pela empresa, contudo restou um grande número de
umbilicais em operação ainda suscetíveis aos problemas de falhas de mangueiras. Estas
falhas ocorrem de forma mais acelerada em condições onde os esforços decorrentes da
instalação foram mais severos e em umbilicais instalados em LDAs profundas. Apenas
não são esperadas falhas de mangueiras termoplásticas por colapso em umbilicais
operando em profundidades de até 120 metros, limite de pressão de colapso do liner das
mangueiras (condição de mangueiras vazias).
2.1.4 Falhas em Umbilicais
O aquecimento do mercado com aumento de demanda, movimentação de
pessoal qualificado entre empresas, mudanças físicas de instalações fabris, somados a
falta de padronização de alguns processos, podem ser apontadas como as principais
causas dos problemas encontrados em umbilicais.
O problema de falhas em mangueiras é crítico, pois aponta para fragilidades e
oportunidades de melhorias, tanto pelos fornecedores quanto para a Operadora.
Podemos dividir a abordagem relativa aos problemas em umbilicais da seguinte
forma:
•
Deficiências fabris: Controle de processo e adequação do projeto às
facilidades fabris do fornecedor;
•
Deficiências de manuseio: Instalação e operação a cargo da Operadora.
Abaixo são apresentadas as principais não-conformidades verificadas em
umbilicais nos últimos seis anos de operação da Petrobras. As falhas catalogadas foram
observadas nos dutos dos principais fornecedores de umbilicais desta empresa.
2.1.4.1 Deficiências fabris
a. Trincas na capa externa:
- Falhas esperadas: Propagação das trincais pela capa externa de polietileno
e exposição das armaduras.
19
- Causas levantadas: Descontrole do processo fabril durante a mistura dos
componentes da capa e sua extrusão.
Fig.20 – Trinca em capa de UEH
b. Ondulações na capa externa:
- Falhas esperadas: Possibilidade de dano aos componentes internos devido
a distribuição não uniforme das tensões durante a passagem do duto pelos tensionadores
e lançamento.
- Causas levantadas: Controle inadequado da tensão das bobinas
alimentadoras na fase de cabeamento.
Fig.21 – UEH com ondulações
c. Torção no umbilical:
- Falhas esperadas: Danos aos componentes internos, rompimento de
arames, queda do umbilical.
- Causas levantadas: Falha no processo de assentamento das armaduras por
descontrole durante a troca de bobinas ou por falta de controle dos parâmetros da
armatriz causando o desbalanceamento do duto.
20
Fig.22 – Torção de UEH em instalação
d. Reparo na capa externa seguido de trincas:
- Falhas esperadas: Propagação das trincais pela capa externa e exposição
das armaduras.
- Causas levantadas: Ausência de qualidade na execução do reparo na
fábrica
Fig.23 – Trinca em reparo de capa feito na fábrica
e. Capa corrida:
- Falhas esperadas: Exposição das armaduras ao meio ambiente, corrosão.
- Causas levantadas: Ausência de critérios relativos a fixação e ao
comprimento da interferência da capa externa no interior do armour pot.
21
Fig.24 – Capa descolada do armour pot
f. Ruptura de arame na armadura de tração:
- Falhas esperadas: Desbalanceamento do umbilical podendo levar a torção
e a falha catastrófica.
- Causas levantadas: Descontrole dos parâmetros de soldagem na região da
emenda dos arames da armadura.
Fig.25 – Arame rompido na solda
2.1.4.2 Deficiências de manuseio
a. Vazamento em mangueira termoplástica:
- Falhas esperadas: Perda de fluido de acionamento e conseqüente perda de
função daquela mangueira.
22
- Causas levantadas: Resistência limitada ao colapso aliada a deficiências
observadas durante a instalação do duto. Premissa das mangueiras dos umbilicais
sempre cheias durante a etapa de lançamento nem sempre cumprida.
Fig.26 – Mangueira rompida em operação
2.2
ÁRVORE DE NATAL
Por definição, árvore de natal é o nome dado ao conjunto de válvulas instalado
em poços de exploração de petróleo e gás natural que regula a produção destes
hidrocarbonetos. As árvores, por sua vez, estão divididas conforme sua utilização:
Árvores de Natal Convencionais (ANC) – Também conhecidas como árvores de
natal secas, são utilizadas na prospecção de petróleo em terra ou em plataformas de
produção off-shore com poços de completação seca (árvore na plataforma).
Árvores de natal molhadas (ANM) - Utilizadas em plataformas de exploração
off-shore com completação molhada (árvore no leito marinho).
As ANMs são equipamentos tecnicamente mais avançados do que as árvores
convencionais por estarem constantemente sendo aperfeiçoadas para utilização em
condições limites, incorporando em sua concepção o que há de mais moderno na
indústria de petróleo. Considerando o tipo de tecnologia de controle da produção, nos
campos off-shore da Petrobras são instaladas atualmente três tipos de ANMs:
• ANMs de Controle Hidráulico Direto – Ainda presentes nos projetos da
Petrobras, possuem como característica principal o acionamento de suas
válvulas pela pressurização direta das mangueiras do umbilical por comando da
Plataforma.
23
• ANMs de Controle Hidráulico Direto de Nova Geração – Similares a hidráulica
direta, contudo possuem jumpers elétrico para as funções hidráulicas entre o
MCV (Módulo de Conexão Vertical) e a ANM.
Fig.27 – Esquemático de ANM de controle hidráulico direto.
• ANMs Multiplexadas – São as mais modernas disponíveis, sendo instaladas em
Campos de Produção de águas ultra profundas. Neste tipo de controle há um
módulo eletrônico submarino que recebe sinal de potência e controla o fluido de
acionamento recebido da plataforma através de umbilical.
Fig.28 – Sistema multiplexado de controle.
24
2.3.
TRABALHOS REALIZADOS
2.3.1 Projetos de Mangueiras para Cabos Umbilicais Submarinos
Segundo SILVA, WILLIAM. A., et. al. [7], o umbilical é projetado para as fases
de instalação e serviço, onde o projeto estrutural considera efeitos ambientais
provenientes da ação de onda, vento e corrente. A resposta do trecho dinâmico é não
linear, sofrendo grandes deslocamentos, o que obriga o projetista a realizar análises
dinâmicas, onde usualmente, denomina-se análise global às análises realizadas para
determinação das solicitações relativas às fases de instalação e operação (ação de onda,
vento e corrente) e análise local às análises de tensões realizadas para dimensionamento
das diversas camadas que compõem a seção transversal da estrutura.
O projeto da seção transversal da estrutura considera requisitos e recomendações
funcionais. A partir deste projeto, são calculadas as características teóricas do umbilical
(peso, tração de ruptura, pressão de colapso, raio mínimo, rigidez axial e flexional etc.)
que são comparadas com os requisitos de projeto e utilizadas nas simulações.
A configuração global do sistema é analisada para as combinações de
carregamentos funcionais e para a parte estática do carregamento ambiental, envolvendo
a definição da configuração (catenária livre, lazy wave etc.) e necessidade de flutuação
adicional concentrada ou distribuída.
A análise global fornece a resposta dinâmica do riser submetido a carregamentos
funcionais, ambientais e acidentais. São verificadas interferências com outros
elementos, tais como linhas de ancoragem, trações máximas e raios de curvatura
mínimos atingidos ao longo do trecho riser, variações do ângulo de topo e os esforços
máximos nos suportes da plataforma induzidos pelos risers em catenária. A combinação
de tração e ângulo de topo é a base do projeto do enrijecedor de curvatura.
O projeto envolve, também, a seleção do sistema de instalação que inclui os
meios e métodos de instalação, somadas as premissas com relação às condições
ambientais.
A metodologia de projeto adotada pelos fornecedores de umbilicais qualificados
pela Petrobras é a mesma utilizada em todo o mundo, e consiste basicamente em
projetos executados a partir de experiência prévia, regras de projeto e execução de
ensaios para comprovação e caracterização dos parâmetros físicos dos umbilicais
projetados.
25
A resistência do umbilical é verificada frente às solicitações máximas obtidas na
análise dinâmica para as condições de instalação. Existe uma capacitação dos
fornecedores para projeto de estruturas umbilicais eletro-hidráulicas para lâminas
d’água (LDAs) de até 2000m, fruto da experiência adquirida ao longo de muitos anos.
Para projeto de mangueiras termoplasticas, tipicamente utilizadas em umbilicais,
R.R. JAKEMAN, P.H. KNIGHT [4] desenvolveram um modelo analítico de mangueira
de fibra reforçada que foi usado no desenvolvimento do projeto de mangueiras de
15.000 psi (1035 bar) de pressão de trabalho. O modelo reuniu conceitos de pesquisas
anteriores e um trabalho paralelo no campo de materiais compósitos. O estudo focou as
teorias por trás da camada de reforço, da estruturação dos fios, tipo de deposição dos
fios quando trançados ou espiralados e outras considerações.
Para modelar o comportamento da mangueira termoplástica foi adotada a teoria
de BRIEG W. F.[2], válida para mangueiras com múltiplas camadas de reforço
trançadas ou em espiral. A principal simplificação deste modelo se refere à exclusão dos
efeitos da ondulação da fibra no trançado e das forças de atrito geradas nestes pontos. O
modelo analítico calcula tensões e deformações na camada de reforço e no tubo
principal, mas não leva em conta os end fittings ou a região de transição entre estes e a
mangueira. É criado um modelo básico da mangueira que descreve tanto as mangueiras
trançadas quanto as espiraladas através das equações de equilíbrio axial, lateral e
torsional. Assume-se também que o material do tubo principal é incompressível, com
volume constante e mesmo deslocamento axial.
São acrescentadas também ao modelo básico, equações representativas dos
efeitos relativos à distorção de forma nos cruzamentos das fibras de reforço, da
compactação do fio sobre pressão, do dano ao fio devido à abrasão e do atrito nos
cruzamentos dos fios e entre camadas de reforço adjacentes.
A modelagem numérica como ferramenta de projeto é bastante utilizada para
conferir o comportamento de materiais e de produtos frente a solicitações especificadas,
antes mesmo da fabricação de um protótipo. DRUMOND, GEOVANA P.[16],
buscando em seu projeto de graduação um material substituto a Poliamida 11, modelou
numericamente a mangueira termoplástica do umbilical com suas três camadas. Com o
modelo implementado, utilizando a ferramenta ANSYS 13, simulou o comportamento
da poliamida 11, material atualmente utilizado no liner da mangueira, e do
fluoroelastômero Viton®, como material substituto, frente a solicitações de pressão
interna e externa ao corpo tubular. Com os resultados das simulações, comparou as
26
respostas apresentadas pelo material atual e sugerido e concluiu que o material proposto
estaria apto a ser utilizado, considerado o comportamento do modelo, que mostra a
recuperação da deformação sofrida no colapso e ausência de tensões residuais em sua
estrutura. De fato, o modelo numérico mostrou que a resistência à pressão interna se dá
em função da câmada de Kevlar, que impede a expansão da mangueira, e que o liner
poderia ser substituído por um material mais flexível que tolerasse as deformações do
colapso. Outra informação importante obtida do modelo numérico é que a deformação
residual inferida ao liner, em função do colapso, não seria suficiente para rompê-lo, mas
que definiria um ponto preferencial de falha que poderia ocorrer em função de outros
mecanismos.
Fig.29 - (a) Deformações no colapso e expansão da Poliamida 11; (b) Deformações no
colapso e expansão do Viton®. [16]
27
2.3.2 Estudos de Falhas em Mangueiras
Ojetivando fornecer subsídios para diagnóstico das principais causas de falhas
registradas em umbilicais instalados em poços produtores de alguns campos operados
pela Petrobras, SILVA, WILLIAM. A., et. al. [7], realizaram estudo abrangente sobre o
assunto, tomando como base, análises e testes em umbilicais retirados de operação.
O trabalho correlacionou as falhas das mangueiras termoplásticas dos umbilicais
com detalhes relativos a sua concepção, apontando a resistência limitada ao colapso
como a possível causa das falhas encontradas.
Em função da limitação mapeada, foi estabelecido como premissa de projeto de
umbilicais que, durante a instalação, não importando a profundidade, suas mangueiras
estivessem cheias com fluido de trabalho e isentas de ar.
O colapso é apresentado como um fenomeno provocado pelo aumento gradual
de um carregamento radial compressivo, que provoca o encurtamento da estrutura até o
seu limite, reduzindo sua rigidez a compressão e tornando-a instável. No caso das
mangueiras, que se comportam como cascas cilíndricas, a aplicação de pressão externa
gera instabilidade, que se manifesta através do aumento gradual da ovalização induzida
pelas imperfeições residuais do perfil.
SILVA, WILLIAM. A., et. al. [7], trabalharam com a hipótese de que as falhas
ocorridas nas mangueiras termoplasticas seriam provocadas pela formação de um vinco
no corpo da mangueira. Este vinco torna-se aparente com a recuperação da mangueira
após colapso, ocasionado este, pela conjugação de pressão externa e ausência de fluido
de trabalho no interior do duto. Esta hipótese serviu como base para realização de testes
em laboratório, que procuraram reproduzir as falhas ocorridas em campo.
J.D. STABLES, I.R. DODGE, et. al [3], analisa aspectos históricos de testes de
compatibilidade entre mangueiras termoplásticas e fluidos de controle. Resultados e
observações de um programa de testes com fluidos de controle à base d’água são
apresentados para ilustrar como as propriedades físicas dos materiais podem mudar com
o tempo e sua correlação com a equação de Arrhenius.
O atual trabalho tem sua importância ligada à pesquisa de materiais alternativos
para composição do liner da mangueira, hoje de poliamida 11, evidenciando que a
pesquisa deve avançar além das propriedades mecânicas do material.
28
É imperativo que exista um alto nível de compatibilidade entre o material do
liner e o fluido de trabalho, de modo que seja alcançada a vida útil estimada no projeto
do umbilical, tipicamente 20 anos.
A incompatibilidade, que pode trazer sérios problemas para todo o sistema sob
controle dos umbilicais, pode se manifestar através da degradação química da linha
hidráulica, em última instancia levando a perda de fluido e pressão, e/ou alteração nas
propriedades do fluido contido levando a formação de partículas, modificados, etc. os
quais podem ter impacto direto sobre o sistema. Este fenômeno é dependente de tempo
e temperatura. Quanto maior a temperatura, menor o tempo antes da incompatibilidade
torna-se evidente. Isto é particularmente importante para as linhas hidráulicas instaladas
em climas mais quentes ou armazenadas sob luz solar direta. Freqüentemente, cabos
umbilicais são revestidos com polímeros termoplásticos pretos tais como o polietileno
ou poliuretano, que quando expostos à luz solar, podem atingir temperaturas internas
superiores a 60ºC (140ºF). Em tais circunstâncias, qualquer incompatibilidade será
evidenciada mais cedo do que em uma linha hidráulica instalada no fundo do mar.
Neste trabalho foram apresentados os métodos de avaliação de compatibilidade e
de vida em serviço baseado em Corpos de Prova e trechos da mangueira frente às
condições pretendidas de ensaio, conforme determina a norma API RP 17E [1].
O programa de testes foi conduzido de modo a estimar a vida em serviço das
mangueiras testadas e demonstrar a compatibilidade química entre materiais de liners de
mangueiras (Poliamida 11 e o poliéster termoplástico) e fluidos de controle com base
água (três fluidos de mercado foram utilizados), sendo considerado tempo, pressão e
temperatura como variáveis de controle do trabalho.
No teste com as mangueiras, foram analisadas as propriedades e a performance
das amostras de três tipos de poliamida 11 e do poliéster termoplástico através do ensaio
cíclico de pressurização, conduzido a temperaturas de 40 e 70oC.
Foram utilizadas 300 amostras combinando os materiais do liner das mangueiras
com fluidos de serviço disponibilizados, divididos entre as temperaturas especificadas.
Para a ciclagem foi adotada a pressão de projeto de 5000 psi e os procedimentos de
norma para este tipo de teste.
Os fluidos de serviço utilizados foram:
a) Mistura de água e glicol;
b) Três tipos diferentes de fluidos hidráulicos comerciais, representados
pelas letra A, B e C por questão de sigilo industrial
29
Os testes a 70oC foram interrompidos depois de 1 ano e os a 40oC depois de 3
anos.
Para os testes com os corpos de prova, de maneira diferente do procedido com as
mangueiras, foram comparadas as propriedades mecânicas do poliéster termoplástico
com apenas um tipo de poliamida 11 e, substituída a mistura de agua e glicol por um
composto de hidrocarbonetos. O procedimento adotado no ensaio também seguiu os
requisitos de norma, pelo qual cada material era exposto por tempo pré-determinado aos
fluidos de controle e as temperaturas especificadas para determinação de sua meia vida.
Após o tempo de exposição, algumas amostras eram removidas, secadas e submetidas a
testes de tração para medição de sua deformação e tensão de ruptura. Os testes foram
realizados a 23°C a uma taxa de 50 mm/min. As propriedades mecânicas versus tempo
de exposição, levantadas durante os testes de tração, eram gravadas de forma a
monitorar o envelhecimento do material. A meia vida do material, seria o tempo em que
as propriedades levantadas cairiam a 50% daquelas do espécime virgem. A deformação
a ruptura foi a propriedade mecânica escolhida para determinar o tempo de meia vida do
material. A escolha foi feita por esta propriedade cair rapidamente, a ponto de ser
considerado como um limiar de confiabilidade do material.
Dentre lições aprendidas e resultados puderam ser destacados:
• Que é possível reproduzir, em um período relativo curto de tempo, um
problema encontrado durante a operação e que seja resultante da
instabilidade do fluido de serviço, do material do liner ou da interação
dos dois;
• A previsão da vida em serviço baseada em amostras de mangueiras
indica períodos de meia vida menores do que os ensaios baseados em
corpos de prova normatizados imersos em fluidos, levando a concluir que
o primeiro método poderia ser mais eficaz do que o segundo, apesar do
segundo ser o mais utilizado;
• Independentemente do tipo de material sugerido para o liner, o teste de
compatibilidade deve ser realizado para minimizar o risco de problemas
após a fabricação do umbilical;
• Que a compatibilidade química é uma das razões para redução da vida
em serviço de mangueiras hidráulicas suscetíveis a variações de pressão;
30
• Que a poliamida é a melhor opção, em relação a compatibilidade, para
operação com os fluidos de serviço testados, conforme resultados dos
testes, figuras 32 a 34.
Fig.30 - Tempo de Meia Vida x Temperatura para corpos de prova e mangueiras com
fluido de controle C. [3]
Fig.31 - Tempo de Meia Vida x Temperatura para corpos de prova. [3]
31
Fluido de
controle
Poliamida 11
Poliéster Termoplástico
Temperatura do teste
Temperatura do teste
40
70
40
70
A
Não reagente.
Mais de 2 anos e
três meses.
Não reagente.
Mais de 1 ano.
Não reagente.
Mais de 2 anos e
três meses.
26 dias
B
Não reagente.
Mais de 2 anos e
três meses.
120 dias
Não reagente.
Mais de 2 anos e
três meses.
22 dias
C
Não reagente.
Mais de 2 anos e
três meses.
Não reagente.
Mais de 1 ano.
300 dias
12 dias
Fig.32 - Tempo de Meia Vida para mangueiras de poliamida 11 e poliéster
termoplástico a temperaturas de 40 e 70oC. [3]
Corpos de prova de Poliamida 11
Temperatura
140 C
130 C
120 C
110 C
95 C
Fluidos de controle
B
C
x
x
13,5d
10d
46d
25d
127d
84d
x
x
A
x
3d
7,5d
19d
106d
D
5d
x
33d
90d
x
Fig.33 - Tempo de Meia Vida para corpos de prova de poliamida 11. [3]
Corpos de prova de Poliester termoplastico
Temperatura
110 C
95 C
80 C
A
5d
18d
61d
Fluidos de controle
B
6d
28d
85d
C
3d
9d
28d
Fig.34 - Tempo de Meia Vida para corpos de prova de poliéster termoplástico. [3]
32
Os resultados gerados para a meia vida dos materiais ensaiados foram pautados
segundo a teoria de Arrhenius, permitindo a extrapolação do tempo de meia vida para a
temperatura de serviço ou para qualquer outra pretendida.
33
CAPÍTULO 3 - MANGUEIRAS TERMOPLÁSTICAS
Neste capítulo aborda-se de maneira detalhada o componente “Mangueira
Termoplástica”, explorando suas características construtivas e seus materiais.
3.1 CARACTERÍSTICAS CONSTRUTIVAS
As mangueiras termoplásticas aqui estudadas são constituídas de um tubo
interno em Poliamida 11 chamado de liner, reforçado por uma camada trançada simples
de aramida e revestida externamente por uma capa de poliuretano.
Trança de aramida (simples ou dupla)
Liner
Capa
Fig.35 – Mangueira termoplástica.
Dentro do “conjunto umbilical”, as mangueiras termoplásticas tem como função
o transporte de fluido hidráulico para controle de abertura e fechamento de válvulas de
equipamentos submarinos. Seu dimensionamento para 20 anos está diretamente
relacionado a pressão de aplicação, Tab.1, pag.1, devendo ainda ser observada a
temperatura limite do material do liner, que no caso da poliamida 11 não é indicado
para temperatura operacionais superiores a 600 C. Tipicamente, para LDA de até 1800
m, as mangueiras que compõem os UEHs de 12 e 5 funções em operação na Petrobras
são as de 3/8” para 5000 psi, objeto desta pesquisa.
A resistência a alta pressão de trabalho, uma das características que confere a
esta mangueira aplicabilidade no meio subsea, é função da sobreposição de suas
camadas, as quais tem suas funções relacionadas abaixo:
• Tubo interno ou liner – É o elemento da mangueira em contato com o
fluido transportado, disponibilizado pelos fabricantes em poliamida 11
34
(PA11) e mais recentemente em PVDF para aplicação em temperaturas
elevadas. Esta camada deve ser compatível com o fluido de trabalho e
oferecer mínima permeabilidade durante a operação do conjunto. Estes
fatores são especificados pela API 17E [1] e conferidos de acordo com
seus critérios de aceitação por ocasião da qualificação do umbilical.
•
Trançado de aramida – Também denominada camada de reforço, é
responsável por conferir ao conjunto a resistência a pressão interna,
como pode ser conferido através da folha de dados apresentada como
exemplo, Fig.26.
Fig.36–Aspecto macroscópico do trançado de aramida.
• Capa de poliuretano – É a camada mais externa da mangueira, confere
proteção contra abrasão e danos mecânicos a camada de aramida e
permite o alívio de fluidos porventura permeados pelo liner durante a
operação.
Fig.37 – Trecho de data sheet de umbilical
35
3.2 MATERIAIS POLIMÉRICOS
O entendimento dos fenômenos observados durante os experimentos está
diretamente relacionado ao comportamento estrutural dos materiais componentes da
mangueira, os polímeros. Neste subcapítulo serão apresentados os conceitos básicos e
características deste composto químico.
3.2.1 Polímeros – Estrutura cristalina e suas propriedades
Por definição, são materiais orgânicos ou inorgânicos de alta massa molar
formada
pela
união
de
moléculas
simples
ligadas
por
ligação
covalente,
CANEVAROLO JR., S. V [11].
Para a análise e um melhor entendimento do comportamento destes materiais é
necessário descer ao nível microscópico e estudar o seu processo de cristalização que
difere dos sólidos cristalinos convencionais devido a sua natureza peculiar, onde os
cristais formados (esferoiditos), menores e com mais imperfeições que os cristais
normais, estão conectados a regiões amorfas, não havendo uma interface clara entre esta
região e as regiões cristalinas. A estrutura química, presença de impurezas e condições
de cristalização do polímero, podem ser relacionados como fatores facilitadores do
processo de cristalização.
Fig.38 – Visão microscópica da cristalização polimérica [19]
Nos
polímeros
semicristalinos,
as
propriedades
físicas,
mecânicas
e
termodinâmicas são dependentes do grau de cristalinidade e da morfologia das regiões
36
cristalinas. Quanto maior a cristalinidade, mais elevadas são as propriedades de rigidez,
estabilidade dimensional, resistência química, temperatura de fusão (Tm), temperatura
de transição vítrea (Tg), temperatura de utilização, etc.
As temperaturas de transição, importantes no grau de cristalinidade do polímero,
são faixas de temperatura onde por aquecimento ou resfriamento ocorrem as
movimentações nas cadeias poliméricas. São em número de três estas temperaturas:
a) Temperatura de transição vítrea (Tg)
É o valor médio da faixa de temperatura que, durante o aquecimento de um
material polimérico, permite que as cadeias poliméricas da fase amorfa adquiram
mobilidade, possibilitando a mudança de sua forma. Abaixo da Tg o polímero não tem
energia interna suficiente para permitir o deslocamento de uma cadeia em relação a
outra, ele está no estado vítreo caracterizado por se apresentar duro, rígido e quebradiço
como um vidro. Propriedades como o módulo de elasticidade, coeficiente de expansão,
calor específico, sofrem alteração com a Tg e por isso são utilizadas para a sua
determinação.
b) Temperatura de fusão (Tm)
É o valor médio da faixa de temperatura em que, durante o aquecimento,
desaparecem as regiões cristalinas com a fusão dos cristalitos. Neste ponto, a energia do
sistema atinge o nível necessário para vencer as forças intermoleculares entre as cadeias
da fase cristalina, mudando do estado borrachoso para o estado viscoso (fundido). Esta
transição só ocorre na fase cristalina, portanto, só tem sentido para polímeros
semicristalinos. Nesta faixa de temperatura variáveis como volume específico, entalpia,
são afetadas.
Para se determinar experimentalmente as temperaturas de transição vítrea e a de
fusão é prática observar a variação do volume específico, pois ele é uma propriedade
que mede o volume total ocupado pelas cadeias poliméricas. Um aumento da
temperatura ocasionará um aumento presumidamente linear do volume devido a
expansão térmica. Para simplificar a análise, divide-se o polímero em dois grupos:
amorfos e semicristalinos, para os quais são esperados dois comportamentos
característicos, como pode ser acompanhado esquematicamente através da Fig.39.
37
Volume específico (cm3/g)
Fig. 39 - Variação do volume específico e as transições Tg e Tm.[11]
Inicialmente com o aumento da temperatura a uma taxa constante, tem-se um
aumento gradativo da mobilidade, refletindo-se em uma expansão térmica linear. Ao
ultrapassar a Tg, a mobilidade das cadeias aumenta, mantendo a expansão térmica
linear, mas com uma taxa (inclinação da curva) maior. Isto é mostrado no gráfico como
uma faixa onde ocorre uma inflexão no comportamento linear. A Tg é definida
determinando-se o ponto de inflexão dos dois segmentos lineares. Aumentando-se ainda
mais a temperatura, os cristalitos presentes na massa polimérica, polímero
semicristalino, começam a fundir ao atingir um determinado nível energético. A fusão
de cada pequeno cristal provoca um pequeno aumento localizado e instantâneo de
volume. Como existem cristais com diferentes tamanhos, existe uma faixa de
temperatura em que todos os cristais fundirão, provocando um aumento gradual do
volume total da amostra. Nessa faixa de temperatura, o volume específico aumenta
rapidamente. Após a fusão de todos os cristais, polímero no estado fundido, o
crescimento linear da temperatura aumentará gradativamente a mobilidade das cadeias,
gerando uma expansão térmica linear. Por fim, quanto maior a fração volumétrica
cristalina presente no polímero semicristalino, mais sua curva se afastará do
comportamento do polímero amorfo (inclusive esta é uma das maneiras experimentais
de se determinar a porcentagem de cristalinidade).
38
c) Temperatura de cristalização ou Tc
Pode ser entendida como o valor médio da faixa de temperatura, durante o
resfriamento de um polímero semicristalino fundido, onde um grande número de
cadeias poliméricas começam a se organizar de forma regular, formando uma estrutura
cristalina. Isto se reflete em toda a massa polimérica produzindo a cristalização da
massa fundida.
A cristalização pode ocorrer de forma isotérmica, quando a temperatura é
rapidamente abaixada até a temperatura de cristalização, estabilizada e mantida
constante até a total cristalização. Ou de forma dinâmica, quando a temperatura é
reduzida a uma taxa constante e a cristalização ocorre dentro de uma faixa de
temperatura. A cristalização dinâmica é a mais importante por estar mais próxima dos
processos industriais de solidificação.
Experimentalmente, a variação do volume específico durante um ciclo térmico
de aquecimento e resfriamento de um polímero semicristalino pode ser observado
através da Fig.40, que mostra a faixa de temperatura entre Tg e Tm onde ocorre a
cristalização. O ponto de inflexão da curva define a temperatura de cristalização Tc.
Fig. 40 – Temp. Tg e Tm em ciclo de aquecimento e Tc em ciclo de resfriamento. [11]
O comportamento mecânico dos polímeros está diretamente relacionado com
suas características cristalográficas e sua morfologia. CANEVAROLO JR., S. V [11],
39
utiliza esta relação para classificar os polímeros conforme seu comportamento mecânico
como:
Plásticos - Material polimérico sólido na temperatura de utilização, normalmente
a ambiente ou próxima dela e podem subdivididos em:
v Termoplástico - Plástico com a capacidade de amolecer, fluir e ser
conformado quando sujeito a um aumento de temperatura e de pressão
que, quando retirados, permite a solidificação do polímero em um
produto com formas definidas. Esta alteração é uma transformação física,
reversível. Nos polímeros semicristalinos, o amolecimento se dá com a
fusão da fase cristalina. São fusíveis, solúveis, recicláveis. Exemplos:
polietileno, poliamida, poliuretano, etc.
v Termofixo ou Termorrígido - Plástico com capacidade de amolecer, fluir
e ser conformado quando sujeito a um aumento de temperatura e pressão,
sofre o processo de cura, transformação química irreversível, tornando-se
rígido. Posteriores aquecimentos não mais alteram seu estado físico,
permanecendo rígido, infusível e insolúvel. Exemplos: baquelite, resina
epóxi, etc
Elastômeros - Material polimérico que na temperatura ambiente aceita grandes
deformações, retomando a condição inicial rapidamente após cessada a solicitação. Para
apresentar estas características, os elastômeros normalmente possuem cadeias flexíveis
amarradas umas às outras, com uma baixa densidade de ligação cruzada. Esta
característica peculiar define as seguintes propriedades:
a) Aceitar grandes deformações (> 200%), mantendo boa resistência mecânica e módulo
de elasticidade quando deformado.
b) Recuperação rápida e total da deformação após retirado o esforço.
Exemplo: Borracha vulcanizada (BV).
Fibras – Material termoplástico orientado no sentido longitudinal do eixo
principal do fio (eixo maior). Deve satisfazer a condição geométrica de o comprimento
40
ser, no mínimo, cem vezes maior que o diâmetro (L/D > 100). A orientação das cadeias
e dos cristais, feita de modo forçado durante a fiação, aumenta a resistência mecânica
desta classe de materiais, tornando-os possíveis de serem usados na forma de fios finos.
Exemplos: Fios de poliéster, Fios de aramida, fios de nylon, etc.
3.2.2 Comportamento Mecânico dos Polímeros
O comportamento físico-mecânico de um polímero está diretamente relacionado
ao estado físico em que este se apresenta. Estes estados são classificados como:
Vítreo - acontece em temperaturas abaixo de Tg. Neste baixo nível energético as
cadeias poliméricas não têm energia suficiente para apresentar mobilidade, respondendo
preferencialmente de forma elástica às solicitações. A componente viscosa (deformação
plástica) existe, mas sua contribuição é minoritária. O polímero é rígido e frágil.
Borrachoso - acontece em temperaturas entre Tg e Tm. Nesta faixa de temperatura, o
nível energético é suficiente para dar mobilidade somente à fase amorfa, mantendo a
fase cristalina rígida. A flexibilidade da massa polimérica é função da mobilidade
gerada pela fase amorfa, restrita pela rigidez da fase cristalina. Quanto maior a fração
volumétrica cristalina, maior será a contribuição elástica. O polímero apresenta um
comportamento semelhante ao da borracha vulcanizada.
Viscoso - acontece em temperaturas acima de Tm. O termo "fundido" é restrito apenas
aos polímeros semicristalinos e, portanto, não é usado por não ser geral. Este alto nível
energético é caracterizado por apresentar todas as cadeias poliméricas altamente
móveis, com uma forte contribuição da resposta plástica a deformação. Da mesma
forma que anteriormente, a contribuição elástica está presente, mas é minoritária.
É neste estado que os polímeros são processados, pois apresentam a máxima capacidade
de mudança de conformação.
Se, para o caso de polímeros semicristalinos, os três estados são possíveis, isto não
acontece para os polímeros amorfos, que apresentam apenas os estados vítreo e viscoso.
41
Fig. 41– Relação entre temperaturas de transição e estados físicos de um polímero [11]
A viscoelasticidade é um fenômeno relacionado a estrutura molecular dos
polímeros e proporciona ao material um comportamento viscoso, como nos líquidos,
superposto a um comportamento elástico, representado na literatura por modelos
simplificados e outros mais complexos, que se aproximam do fenômeno físico real. A
fração elástica da deformação aparece devido a variações do ângulo e a distância de
ligação entre os átomos da cadeia polimérica. A fração plástica ocorre por causa do
atrito entre as cadeias poliméricas. Este fenômeno ocorre em plásticos e fibras.
Outra característica marcante dos polímeros é a extrema dependência de suas
propriedades mecânicas com o tempo. Esta dependência pode ser comprovada através
da observação:
v Se o material é submetido a um peso constante; seja sob tração,
compressão ou flexão, ela se deformará continuamente com o tempo.
Este fenômeno é denominado fluência;
v Se o material é deformado rapidamente e mantida sob deformação
constante, a tensão aplicada para manter esta deformação diminui com o
tempo. Este fenômeno é conhecido como Relaxação de tensão;
v Se uma amostra polimérica é estirada sob tração a uma velocidade baixa,
seu módulo será baixo, no entanto, se a velocidade de deformação
aumentar, o módulo também aumentará.
No ensaio de fluência, a amostra é submetida a uma tensão constante, e a
deformação é registrada com o tempo. Neste ensaio, as moléculas sob tensão escoam
42
umas sobre as outras devido a sua mobilidade natural, resultando em um aumento
contínuo da deformação com o tempo.
Fig. 42– Gráfico deformação x tempo em ensaio de fluência [17]
No ensaio de relaxação de tensão a amostra é submetida instantaneamente a uma
deformação, mantida constante durante todo o tempo de ensaio. A amostra responde
com uma tensão que é registrada com o tempo. Em razão da relaxação individual das
moléculas, a tensão necessária para manter a deformação constante diminui com o
tempo.
Fig. 43 – Gráfico tensão x tempo em ensaio de relaxação de tensão [17]
Os elastômeros, por sua vez, apresentam um fenômeno único, a elasticidade.
Esta propriedade microscopicamente está relacionada a flexibilidade de suas moléculas
e a restrição imposta a deformação pelas ligações cruzadas de suas cadeias poliméricas
desordenadas e enoveladas.
43
Fig.44 – Cadeias poliméricas enoveladas (a) e alongamento na direção de s (b) [17]
A elasticidade destes materiais pode ser avaliada e entendida através de
considerações mecânicas ou termodinâmicas. Mecanicamente, através da aplicação de
uma carga de tração, observa-se microscopicamente o desdobramento, alinhamento
parcial e resultante alongamento das cadeias na direção de aplicação da tensão, figura
30(b). Após a liberação da tensão, as ligações cruzadas presentes em sua estrutura,
forçam estas cadeias a voltarem às suas conformações originais e macroscopicamente o
material retorna a sua forma anterior. A deformação elástica experimentada pelo
desenovelamento das cadeias estruturais é totalmente recuperada.
A ótica termodinâmica, por sua vez, associa a desordem da estrutura amorfa a
um estado de entropia máxima e a tensão aplicada, ao surgimento de uma organização
macromolecular que diminui esta entropia. Como o sistema, que no caso é a estrutura
amorfa, tende a retornar ao seu estado de equilíbrio restaurando sua entropia, o material
retornará a sua forma original ao ser retirada a solicitação.
De uma forma geral, a resposta as solicitações mecânicas caracterizam as
propriedades mecânicas dos polímeros. Esta resposta depende de fatores internos como
a estrutura química e morfológica do composto em avaliação e fatores exteriores como a
temperatura, o tempo e as condições de processamento do polímero.
As propriedades mecânicas, por sua vez, podem ser levantadas através de
ensaios estáticos, dinâmicos, destrutivos, não-destrutivos, de curta duração, de longa
duração, etc. As solicitações podem ocorrer na forma de tensão ou de deformação e
grande parte dos ensaios pode ser registrado por meio de curvas de tensão x
deformação.
44
3.2.3 Considerações sobre ensaios mecânicos em polímeros
O método mais utilizado para determinação de propriedades mecânicas em
materiais poliméricos é o ensaio de tração, onde o material estudado pode ser avaliado
de acordo com as deformações apresentadas pelo corpo de prova até o seu limite de
ruptura.
Fig.45 – Perfil típico de um corpo de prova de polímero termoplástico
semicristalino deformado durante ensaio de tração [17]
As informações mais importantes levantadas durante os ensaios de tração são:
•
Módulo de Young ou de elasticidade (E);
•
Tensão e deformação no escoamento;
•
Tensão máxima;
•
Tensão e deformação na ruptura;
•
Tenacidade.
Através destes parâmetros é feita a avaliação de resistência do polímero, sendo
importante o entendimento de cada conceito, resumidos abaixo, para uma correta
interpretação do ensaio.
Módulo de Young - É uma medida da razão entre a tensão aplicada e a
deformação ocorrida no material, está diretamente relacionado com a rigidez do
45
material. É medido na região elástica da curva “tensão x deformação”, mas
especificamente na região linear (até 2 % de deformação).
E=
σ
ε
Fig.46 – Marcação da região “linear”, determinação de s y [18]
Deformações no escoamento e na ruptura - Definem o capacidade de
escoamento das cadeias poliméricas durante a aplicação da tensão trativa e são
calculadas através da relação:
e=
∆l
lo
? l = l-l0
Onde: l= Comprimento da região útil do corpo de prova no instante a ser
medido a deformação.
l0= Comprimento inicial da região útil.
46
O valor de (l) é obtido através de extensômetros fixados no corpo de prova ou
através de leitura óptica com infravermelho.
l
l0
Fig.47 – Comprimento da região útil inicial (l0) e deformado (l) do CP após ensaio
[18]
Tensões – São calculadas em qualquer região da curva usando-se a razão entre a
força aplicada e a área de seção transversal do corpo de prova.
A tensão é definida como nominal quando a área inicial (A0) é utilizada para o
cálculo da tensão. Por outro lado, a tensão é definida como real quando a área utilizada
no cálculo (A) é a área obtida no instante do registro da carga.
Limite de resistência à tração – É a tensão (TS) na qual ocorre a fratura do
material. Esta tensão pode ser maior ou menor que a tensão de escoamento (s y),
caracterizando respectivamente uma fratura dúctil e uma fratura frágil.
(TS)2
(TS)1
(s y)
Fig.48 – Tensão (TS) em materiais dúcteis e frágeis [11]
47
Tenacidade – Quantifica a energia que o material pode absorver antes de
fraturar, é obtida integrando a área sob a curva do gráfico tensão-deformação até a
ruptura.
Fig.49 – Cálculo da tenacidade [18]
O comportamento mecânico dos polímeros pode ser visualizado observando-se
a sua curva tensão-deformação. A figura 50 mostra as curvas de polímeros diferentes
em ensaio de tração.
Fig.50 – Diferentes polímeros em ensaio de tração [18]
Através da análise das curvas plotadas no ensaio de tração define-se o tipo de
polímero ensaiado:
A – Plástico Termofixo – Fratura ocorrendo na região elástica da curva, antes do
escoamento
48
B – Termoplástico – Fratura após o escoamento do material, ocorrendo na região
deformada plasticamente.
C – Elastômero – Baixo módulo de elasticidade, grande deformação antes da
ruptura.
Alguns parâmetros como a taxa de deformação, temperatura do teste, estrutura
química influenciam diretamente as curvas tensão x deformação, conforme pode ser
conferido nas figuras 51 e 52:
Fig.51 – Efeito da temperatura na curva tensão x deformação do acrílico
(termoplástico). [17]
Fig.52– Efeito da taxa de deformação na curva tensão x deformação da resina epóxi
(termofixo). [11]
49
3.2.4 Considerações sobre Materiais da Mangueira Termoplástica
Resumidamente são apresentadas a seguir as características e comportamento
mecânico dos materiais poliméricos componentes da mangueira termoplástica:
Poliamida (PA11) – São materiais caracterizados por sua alta resistência
mecânica e estabilidade dimensional. Sua alta resistência é conferida por suas ligações
hidrogênio, que também tornam este material higroscópico pela suscetibilidade a
permeação de moléculas de água deste tipo de ligação. Esta capacidade de absorver
mais ou menos água varia de acordo com o número de ligações do tipo CH, as quais são
diferentes segundo o tipo de composição química da PA11, variando entre 0,5 e 2% ou
atingindo a saturação (nível máximo de absorção) de 2 a 9%, CANEVAROLO JR., S. V
[11].
A PA11 Rilsan®, sua marca registrada, é uma poliamida de alto desempenho,
com base biológica fabricada pela Arkema a partir de sementes de rícino. Suas
principais propriedades são, PA-11 RILSAN® DATA SHEET [12]:
• Baixa absorção de humidade: estabilidade dimensional;
• Resistência mecânica: boa resistência ao alongamento e abrasão,
• Flexibilidade, plasticidade, comportamento elástico
• Resistência excelente ao envelhecimento;
• Baixa permeabilidade a combustíveis, gases, etc.
Em sequência é apresentado um estudo de avaliação comparativa das
propriedades mecânicas a tração da PA 11 e PA 6 em diferentes estágios de
envelhecimento em água.
50
Fig.53 - Evolução do comportamento em tração em função do tempo de envelhecimento
das poliamida 6 (a) e poliamida 11(b) [13]
As curvas tensão x deformação, Fig.42 (a) e (b), retratam o comportamento das
poliamidas 6 e 11 quando solicitadas a tração e a baixa influência da água nas
propriedades mecânicas da PA-11, caracterizada pela sua resposta ao envelhecimento
neste meio.
Aramida – Fibra orgânica da família das poliamidas aromáticas, um
termoplástico, desenvolvida para atividades industriais. Suas principais características
são:
• Alta resistência;
• Tenacidade;
• Estabilidade térmica.
Poliuretano - Podem se apresentar como um termoplástico, termofixo,
elastômero ou fibra, dependendo da estrutura química e funcionalidade dos reagentes
empregados na formulação do polímero. No caso das mangueiras em estudo, são
utilizados poliuretanos termoplásticos que conferem a capa externa as seguintes
propriedades:
• Alta resistência a abrasão e ao desgaste;
• Permeabilidade;
• Comportamento elástico.
3.3 QUALIFICAÇÃO
Este subcapítulo faz-se necessário para facilitar o entendimento dos
procedimentos adotados nos testes realizados neste trabalho. São apresentados todos os
ensaios necessários para qualificação de uma mangueira termoplástica e fornecidos
detalhes sobre aqueles que tem relevância para este estudo.
51
Os ensaios requeridos para a qualificação de uma mangueira são aqueles
definidos na API 17E [1], estando relacionados à aplicação em umbilicais, dessa
maneira, foram definidas as características consideradas mais relevantes a esse uso.
Os principais ensaios são:
• Explosão;
• Compatibilidade química;
• Permeabilidade;
• Variação linear;
• Vazamento;
• Expansão Volumétrica;
• Impulso;
• Avaliação visual e dimensional;
• Alteração de comprimento;
• Colapso;
• Rotação do end-fitting.
Os testes realizados neste trabalho, pelas particularidades do experimento, não
seguiram na integra os testes de qualificação descritos abaixo, mas procuraram ser
coerentes com os procedimentos destes ensaios:
Explosão – Durante a fabricação, uma amostra virgem deve ser retirada de cada
extremidade de mangueira fabricada e montada com os fittings que serão usados no
projeto. O comprimento da amostra medido entre extremidades, incluindo os acessórios
montados, não deve ser inferior a 400 mm (15,75 in). Cada amostra deve ser testada
utilizando as especificações do teste de pressão de ruptura de mangueiras hidráulicas
especificados na ISO 1402 [15]. A pressão de ruptura não deve ser inferior ao valor
especificado no projeto mangueira.
Compatibilidade química - Os testes de compatibilidade são realizados para
demonstrar que os fluidos de serviço especificados, são compatíveis com o
materiais de construção mangueira. Para este testes são feitos ensaios de imersão e de
pressurização cíclica.
52
Nos ensaios de imersão são utilizados corpos de prova normatizados para
determinar se existe uma incompatibilidade entre a capa da mangueira ou liner com o
fluido de serviço. A compatibilidade é comprovada através de testes com o corpo de
prova envelhecido. Nestes testes as amostras deverão ser submetidas a testes de tração,
adotando níveis de tensão especificados pelo fabricante. As propriedades que deverão
ser avaliadas durante os testes com os corpos de prova são:
• Aumento do volume do corpo de prova;
• Tensão de ruptura;
• Deformação na ruptura.
Estas duas últimas propriedades deverão estar em conformidade com a norma ISO 527
[14].
Nos ensaios de pressurização cíclica, por sua vez, os corpos de prova utilizados
são trechos das mangueiras fabricadas, das quais são retiradas amostras representativas.
As amostras, total de seis, deverão ter um metro de comprimento e ser reterminadas
com os fittings utilizados no projeto da mangueira. O teste consiste em mergulhar as
amostras preenchidas com o fluido de serviço sob investigação em um tanque de água
corrente, a uma temperatura de 40 ° C e cicia-las de zero a pressão de projeto, a uma
taxa de 1 ciclo/hora por um período de 12 meses. Os períodos de pressurização e
despressurização deverão ter cada um, a duração de 5 min 10 s e o tempo de
permanência à pressão zero, deverá ser de 10 min 10 s. Com o teste em curso, em
intervalos de tempo especificados, deverá ser removida uma amostra de uma mangueira
em teste a qual deverá ser reterminada e reintroduzida no processo. A amostra removida
deverá ser examinada e medidas as propriedades fisicas do liner e comparadas com as
amostras de controle do mesmo banho. A combinação de mangueira / fluido passarão
no teste se:
a) Nenhuma das mangueiras falhar durante o período de ciclos de pressão;
b) A vida útil mínima de projeto, prevista nas especificações do fabricante,
for maior que a vida útil em serviço especificada.
Em casos de não haver tempo hábil para um programa com a extensão de 12
meses, poderão ser adotadas temperaturas mais elevadas para encurtar o teste, sendo
aceitável um menor número de amostras. Neste caso, a duração e a temperatura deverão
53
ser especificadas pelo fabricante. No caso de uso de temperaturas elevadas, deverá se
observar se o mecanismo de falha é representativo e se a temperatura limite do material
não foi excedida.
O ensaio de pressurização cíclica, apesar de ser componente do teste de
compatibilidade, não será utilizado neste trabalho por demandar de corpos de prova
retirados do produto manufaturado, ou seja, de mangueiras fabricadas no material
pretendido.
54
CAPÍTULO 4 - ESTUDOS DE CASO E EXPERIMENTOS
Neste capítulo serão descritos estudo de caso de falhas de mangueiras hidráulicas de
umbilicais em serviço e os ensaios realizados em laboratório, utilizando amostras de
mangueiras termoplasticas fornecidas por duas empresas
4.1 FALHAS EM MANGUEIRAS HIDRÁULICAS DE UMBILICAIS DE
CONTROLE OCORRIDAS EM SERVIÇO
Este subcapítulo busca apresentar aspectos de falhas em mangueiras hidráulicas
de umbilicais enquanto em serviço. Sob o caráter ilustrativo, é apresentado um tipo de
falha evidenciado após a dissecação de umbilical que teve suas funções interrompidas
por rompimento de suas mangueiras. O caso aqui apresentado é real, porém, por
questões de confidencialidade, foram preservados os identificadores da ocorrência.
Estudo de caso – Poço injetor GTX-443, LDA de 1181 m, interligado a
plataforma P-93 por umbilical eletro-hidráulico de 5 funções, contendo cinco
mangueiras termoplásticas de 3/8” para acionamento da ANM.
Este umbilical apresentou vazamento de fluido hidráulico em quatro de suas
cinco mangueiras, identificadas após a perda do controle de abertura e fechamento das
válvulas as quais estavam interligadas. As falhas foram percebidas em períodos
distintos, sendo sempre sucedidas por tentativas de detecção e reparo offshore das
mangueiras danificadas.
Registro de falhas UEH GTX-443
Mangueira
Função
Data da falha
2
4
3
5
Acionamento M1
Acionamento W1
Reserva 1
Reserva 2
14/04/2009
20/04/2009
04/06/2009
05/08/2009
Fig.54 - Registro de mangueiras danificadas
Com o não sucesso do reparo, as informações das detecções realizadas foram
armazenadas, o umbilical desinstalado, acondicionado em bobina e encaminhado para a
base da empresa fornecedora para análise da ocorrência.
55
As cotas das supostas posições das falhas foram registradas para posterior
validação dos métodos por comparação.
Estando o umbilical em instalações fabris, com representantes da empresa
operadora, procedeu-se, seguindo procedimentos do fabricante, a dissecação do
umbilical danificado. Após dissecação, foram registradas as regiões dos danos nas
mangueiras e comparados com os valores das cotas adquiridas pelas técnicas utlilizadas
na tentativa de detecção dos danos. A comparação mostrou a inconsistência dos
métodos aplicados, evidenciando valores sugeridos muito diferentes dos encontrados.
4.1.1 Caracterização dos Danos
Durante a dissecação do umbilical, após registro da posição da falha, foram
retirados trechos de seis metros das mangueiras, tendo como centro o dano identificado.
Das mangueiras retiradas, apenas uma delas foi dissecada, as demais foram
armazenadas para posterior verificação.
A mangueira dissecada apresentou modo de falha característico de colapso, com
a presença de um forte vinco seguido de rompimento. As observações podem ser
conferidas nos registros apresentados:
Principais constatações:
• Ocorrência de ruptura da capa externa de Poliuretano na região do furo;
• Ruptura da camada de aramida com aspecto de explosão;
• Presença de vinco extenso, devido a colapso, em todo trecho dissecado;
• Liner de PA-11 apresentando coloração amarelada;
• Furo na região vincada.
56
Fig.55 – Aspecto da seção transversal da região vincada
Fig.56 – Aspecto da ruptura da camada de Aramida
Fig.57 – Aspecto do dano na região vincada
57
Além da tipificação da falha, foi efetuado o levantado do histórico operacional
do umbilical, buscando correlacionar eventos ocorridos durante sua operação com os
danos verificados. Para esta análise, a variável escolhida foi a pressão do header de
umbilicais de injeção alimentado por uma HPU (Unidade Hidráulica de Potência),
equipamento responsável por manter pressurizadas as mangueiras para acionamento de
válvulas de ANMs de injeção de água, produção e de válvulas de segurança. Os dados
de pressão deste header e de outros supridos pela HPU, são registrados por PITs
(pressure indicator and transmiter) locais, que enviam as leituras para um sistema de
controle da plataforma, possibilitando o levantamento de informações em qualquer
período de interesse. No caso em estudo, o período pretendido foi o intervalo de tempo
em que o umbilical do poço injetor ficou em operação. As informações foram
aquisitadas e disponibilizadas em períodos bimestrais apresentados nas figuras abaixo.
M2
M4
2320
2030
1740
1450
19/02
30/04
Fig.58 – Oscilação de pressão do sistema no primeiro bimestre
58
M3
2610
2320
2030
1740
1450
1160
10/07
30/04
Fig.59 – Oscilação de pressão do sistema no segundo bimestre
2320
M5
2030
1740
1450
1160
10/07
18/09
Fig.60 – Oscilação de pressão no último bimestre de operação do umbilical
59
A HPU de P-93 alimenta o header de injeção ajustado em uma pressão média de
2000 psi, mantendo nesta faixa a pressão das mangueiras hidráulicas responsáveis pela
abertura e fechamento das válvulas das ANMs de injeção de água. Oscilações grandes
de pressão neste sistema não são comuns, mas podem ocorrer devido a paradas de
emergência (shutdown), válvulas de controle do sistema hidráulico mal ajustadas ou
manutenções do sistema hidráulico de superfície. Analisando os gráficos, observa-se
diversas pequenas e médias oscilações e alguns grandes vales representativos de perda
total de pressão devido a possíveis paradas da planta em emergência. Adicionando a
este registro as informações das datas das falhas ocorridas, percebe-se que há uma
proximidade destas com os eventos de maiores oscilações significativas na pressão do
header de injeção, como pode ser conferido no quadro abaixo:
QUADRO ANALÍTICO
Mangueira Ciclos acumulados até a falha Inicio do período de maior perturbação Data da falha Fim do período de maior perturbação
2
4
3
5
8
16
18
aprox. 50
05/04/2009
05/04/2009
02/06/2009
28/07/2009
14/04/2009
20/04/2009
04/06/2009
05/08/2009
22/04/2009
22/04/2009
21/06/2009
07/08/2009
Fig.61 – Quadro cronológico de falhas e eventos
Para estabelecimento de critério e construção do quadro analítico, foi arbitrado
que oscilações significativas seriam todas aquelas em que houvesse variações iguais ou
superiores a 300 psi, sendo estas contadas como ciclos de pressão.
Apesar dos fatos e registros observados não foi emitido um parecer sobre a falha
encontrada, sendo aguardada a análise das demais mangueiras para a fundamentação de
um diagnóstico.
*O termo header, neste trabalho, é utilizado para nomear um tubo de
distribuição ajustado em uma pressão pré-definida, que comunica um tanque a várias
tubulações supridoras.
60
4.2 REPRODUÇÃO DE FALHAS EM LABORATÓRIO - ENSAIOS DE PRESSÃO
A RUPTURA EM MANGUEIRAS TERMOPLÁSTICAS DE UMBILICAIS DE
CONTROLE
4.2.1 Metodologia
Foram realizados ensaios utilizando amostras de mangueiras termoplasticas
fornecidas por duas empresas, totalizando 19 corpos de prova.
4.2.1.1 Descritivo das amostras
a. Empresa 1:
• Quantitativo: Foram utilizadas nove mangueiras 6H5 - 3/8” de 5000 psi de
pressão de trabalho.
• Corpos de prova: Os corpos de prova foram numerados de 1 a 9.
• Pressão Externa: A pressão externa aplicada durante todos os testes foi
equivalente a lâmina d’água de 2000m.
b. Empresa 2:
• Quantitativo: Foram utilizadas dez mangueiras 6H5 - 3/8” de 5000 psi de
pressão de trabalho.
• Corpos de prova: Os corpos de prova foram numerados de 10 a 19.
• Pressão Externa: A pressão externa aplicada durante todos os testes foi
equivalente à lâmina d’água de 2000m.
4.2.1.2 Descritivo dos ensaios colapso/explosão (monotônico)
Nos testes realizados nesta etapa, cada corpo de prova foi mantido colapsado
durante 24 horas, sendo aplicada a pressão de 3000 psi na câmara hiperbárica,
simulando lâminas d’água dos novos projetos da Petrobras em Tupi (atual campo de
61
Lula). Foi utilizada água como fluído base no preenchimento e pressurização das
mangueiras até a ruptura.
4.2.1.2.1 Detalhamento do experimento
As amostras foram ensaiadas separadamente, sendo duas delas, mangueiras M1 e
M12, utilizadas para conferir a pressão de explosão descrita na especificação do
fabricante. As mangueiras M4, M5, M6, M7, M8, M9, M10, M11 e M19 foram
pressurizadas até ruptura após colapso para que fosse verificada a resistência à pressão
interna dos corpos de prova. As mangueiras M2 e M3, por sua vez, depois de
colapsadas foram dissecadas para que fossem visualizados os efeitos do esmagamento
pela pressão nas camadas componentes do corpo tubular. A Tabela 3, pag. 72, detalha a
condição de teste de cada mangueira, indicando o preenchimento e a pressão aplicada
em cada corpo de prova.
As mangueiras M1 e M12 foram montadas no interior da câmara hiperbárica de
teste e pressurizadas para verificação de possiveis vazamentos em suas conexões antes
do fechamento da mesma. Após a verificação, a câmara foi fechada e procedida a
pressurização interna das mangueiras até sua ruptura, seguindo as instruções para o teste
fornecido pelo fabricante da mangueira. Os gráficos A1 e A2 mostram o
comportamento dos corpos de prova durante a elevação de pressão à ruptura. A pressão
de ruptura (24.000 e 23.000 psi) em ambas as amostras estão coerentes com os valores
do data sheet das mangueiras e com o histórico fornecido pelo fabricante (20.000 psi),
atestando as condições de integridade das amostras utilizadas que foram conferidas no
recebimento do material e antes da realização dos testes.
Teste de ruptura - Amostra 1
25000
20000
15000
)i
s
p
(
ão
sse
r
P
10000
5000
0
0
10
20
30
Tempo (s)
40
50
Gráfico A1– Teste de ruptura da mangueira M1
62
Teste de Ruptura - Amostra 12
30000
25000
20000
i)s
p
(
o
ãs 15000
se
r
P
10000
5000
0
0
10
20
30
40
50
60
70
Tempo (s)
Gráfico A2 – Teste de ruptura da mangueira M12
As amostras M3, M5, M7, M8, foram preenchidas com óleo e montadas no
interior câmara com tubings em uma de suas extremidades que se interligavam ao meio
externo através de orificios na tampa. Após montagem e fechamento, procedeu-se a
elevação de pressão até o limite do teste, 3000 psi. Com as mangueiras conectadas ao
meio externo e sendo efetuada a coleta e medição do volume de óleo drenado do interior
das mesmas, foi conferido o colapso total dos corpos de teste. Com os corpos
colapsados, foi mantida a pressão de teste pelo período de 24 horas. Após o tempo de
permanência na pressão procedeu-se a drenagem da câmara com posterior pressurização
das mangueiras M5, M7 e M8 até sua ruptura. O rompimento da mangueira M5 ocorreu
na pressão de 12.783 psi, 25 segundos após o inicio da pressurização (gráfico A3, pag.
66). Considerou-se o teste não representativo, pois a explosão ocorrera próximo ao
conector prensado do corpo de prova. As mangueiras M7 e M8, que tiveram a região
externa próxima ao conector protegida por um tubo de aço resinado, fotos C e D, fig.
62, também romperam na interface com o conector, desta vez em uma pressão ainda
mais baixa, 300 psi, invalidando mais uma vez o teste (gráficos A4 e A5, pag. 67). Foi
observado após dissecação deste corpo de prova, que o tubo interno do conector em
contato com a mangueira funcionou como uma aresta cortante que, durante o colapso do
corpo tubular, pressionou o liner da mangueira, marcando internamente sua superfície e
fragilizando a região (fotos E e F, fig.63). A mangueira M3 foi dissecada para
verificação do modo de falha.
63
Fig. 62 - Fotos C e D – Amostras M7 e M8 com a proteção tubular resinada
Capa de poliuretano
Fibra de reforço
Conexão de
aço inox 316
Liner de poliamida
Fig. 63 - Fotos E e F –Tubo interno do conector e mangueira danificada.
Buscando mais uma vez a mitigação deste modo de falha, a amostra M6 foi
preparada de modo que a aresta cortante do tube não mais tivesse ação sobre a
mangueira submetida ao colapso. Um cilindro metálico foi montado de maneira que a
mudança de seção interna do conector se tornasse suave, evitando a formação da aresta
cortante (fotos G, H, I e J, fig.65). Com este arranjo, nos moldes dos testes anteriores, a
64
mangueira foi pressurizada, tendo seu rompimento registrado na pressão de 16.464 psi
(gráfico A6, pag.68). Durante a análise da amostra ensaiada não foi verificada a falha
anteriormente observada, contudo o teste foi considerado inválido, pois o arame
utilizado como guia na montagem do conjunto rompeu no interior da mangueira durante
a preparação da amostra. Com o colapso do corpo tubular, acredita-se que o contato das
paredes internas da mangueira com este fragmento, tenha provocado um tipo de marca
na região da falha, que provavelmente teve um efeito fragilizante durante a
pressurização e a ruptura da amostra em questão.
De modo a eliminar o provável efeito do fragmento, foi refeito todo o arranjo
com as mangueiras M10 e M11, repetindo-se as etapas de colapso e pressurização até a
ruptura. Os valores de pressão registrados, comparados com a falha experimentada nas
duas amostras, demonstraram que o contato entre o tube interno do conector e o liner da
mangueira, apesar de minimizado, continua existindo. Ver fotos P e Q, pag.65 e
gráficos A7, pag.68 e A8, pag.69, que apontam as pressões de ruptura na faixa de 16000
psi. Outro arranjo foi montado em busca da solução para o problema da interferência
entre a mangueira e o do conector. Nesta nova montagem, como pode ser verificado nas
fotos R e S, pag 66, os conectores são retirados e as extremidades da mangueira M19
ficam para fora da câmara. São montados de forma solidária a capa externa da amostra,
dois cones resinados com a função de vedação, conforme pode ser observado nas fotos
R e S. Com o objetivo de evitar o colapso na região sob o cone, região de transição da
câmara pressurizada e o ambiente externo, são introduzidos no corpo tubular dois
pequenos trechos de tubo rígido com suas extremidades adoçadas. Os cones e os tubos
inseridos na mangueira são removidos após o ensaio de colapso e montados dois novos
conectores no trecho submetido a pressão externa. A amostra agora com os novos
terminais é pressurizada, tendo seu rompimento registrado na pressão de 21040 psi
(gráfico A9, pag.69), não sofrendo mais influencia do efeito fragilizante verificado nos
ensaios anteriores.
65
Fig. 64 - Fotos G, H, I e J – Montagem do arranjo no conector da mangueira.
Apesar de não mais serem verificados os problemas experimentados nos testes
anteriores, não houve diminuição da pressão de ruptura da mangueira após vinte e
quatro horas colapsada.
Fig. 65 - Fotos P e Q – Dano na mangueira M10
66
.
Fig. 66 - Fotos R e S – Montagem da mangueira M19.
Teste de ruptura - Amostra 5
14000
12000
10000
)i 8000
s
P
(
o
ãs
se
r 6000
P
4000
2000
0
0
5
10
15
20
Tempo (s)
Gráfico A3 – Teste de ruptura da mangueira M5
25
30
67
Teste de ruptura - Amostra M7
400
Pressão (Psi)
300
200
100
0
0
10
20
30
40
50
60
70
Tempo (s)
Gráfico A4 – Teste de ruptura da mangueira M7
Teste de ruptura - Amostra M8
400
Pressão (Psi)
300
200
100
0
0
10
20
30
Tempo (s)
40
Gráfico A5 – Teste de ruptura da mangueira M8
50
60
68
Teste de ruptura - Amostra M6
20000
Pressão (Psi)
15000
10000
5000
0
0
10
20
30
40
50
60
70
Tempo (s)
Gráfico A6 – Teste de ruptura da mangueira M6
Teste de ruptura - Amostra 10
18000
16000
14000
Pressão (Psi)
12000
10000
8000
6000
4000
2000
0
0
10
20
30
40
Tempo (s)
50
60
Gráfico A7 – Teste de ruptura da mangueira M10
70
80
69
Teste de ruptura - Amostra 11
18000
16000
14000
Pressão (Psi)
12000
10000
8000
6000
4000
2000
0
0
10
20
30
40
50
60
Tempo (s)
Gráfico A8 – Teste de ruptura da mangueira M11
Teste de ruptura - Amostra 19
25000
20000
)i
s
(p
o
ãs
se
r
P
15000
10000
5000
0
0
5
10
15
20
25
30
Tempo (s)
Gráfico A9 – Teste de ruptura da mangueira M19
35
40
70
As mangueiras M2, M4 e M9 tiveram seus volumes medidos e preenchidos com
50% de sua capacidade. As amostras foram montadas no interior da câmara e
interligadas a sua tampa com o auxílio de uma válvula que manteve as mesmas na
condição de 50% preenchidas à pressão atmosférica. A câmara foi pressurizada e
mantida à pressão de teste pelo período de 24 horas. Após o período adotado, a exemplo
do teste anterior, procedeu-se a drenagem da câmara com posterior pressurização das
mangueiras M4 e M9 até sua ruptura (fotos L, M, N, O, fig.67). Na amostra M4 o
rompimento ocorreu aproximadamente a 20.000 psi (gráfico A10, pag.70). A mangueira
M9 teve sua falha registrada a 20.678 psi (gráfico A11, pag.71). A mangueira M2 foi
dissecada para verificação do modo de falha.
Teste de ruptura - Amostra 4
25000
20000
)
si
P
(
o
ãs
se
r
P
15000
10000
5000
0
0
10
20
30
40
50
60
Tempo (s)
Gráfico A10 – Teste de ruptura da mangueira M4
70
80
71
Teste de ruptura - Amostra 9
25000
Pressão (Psi)
20000
15000
10000
5000
0
0
5
10
15
Tempo (s)
20
25
Gráfico A11 – Teste de ruptura da mangueira M9
Fig. 67 - Foto L, M, N, O – Teste de ruptura com a amostra M9
30
72
Tabela 3- Condições iniciais do ensaio monotônico
Mangueira
Fluido Interno
Pressão Interna
EMPRESA 1
Pressão Externa
M1
Vazia
Pressurização da mangueira à
ruptura.
Pressão
atmosférica
M3
Vazia
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas).
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
M5
Vazia
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Fluido Interno
Pressão Interna
EMPRESA 1
Pressão Externa
M4
50% preenchida
com óleo.
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
M2
50% preenchida
com óleo.
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
M6
Vazia
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
M7
Vazia
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
M8
Vazia
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Mangueira
73
M9
Mangueira
M10
50% preenchida
com óleo.
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Fluido Interno
Pressão Interna
EMPRESA 2
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
Pressão Externa
Vazia
Mangueira
Fluido Interno
Pressão Interna
EMPRESA 2
Pressão Externa
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Pressão
atmosférica
M11
Vazia
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura.
M12
Vazia
Pressurização da mangueira à
ruptura.
Vazia
Pressão atmosférica durante o
ensaio (24 horas). Posterior
elevação de pressão à ruptura
M19
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Pressão de 3000 psi
por 24 horas.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
4.2.1.2.2 Dissecação de amostras do ensaio colapso/explosão
Após o ensaio, as amostras levadas ao colapso foram dissecadas e analisadas. As
observações relativas a este procedimento estão descritas no próximo item.
As
mangueiras levadas a explosão não foram dissecadas.
O procedimento de dissecação, neste caso, consiste na extração das camadas que
compõe o corpo de prova e análise visual das mesmas, sempre buscando danos oriundos
da solicitação provocada pelo teste. No item a seguir estão ilustradas as etapas do
procedimento ao qual foram submetidas as amostras M2 e M3.
4.2.1.2.2.1 Etapas do procedimento de dissecação
74
A dissecação foi realizada conforme apresentado na sequência das figs. 68, 69 e
70.
Fig. 68 - Extração da camada externa de poliuretano.
Fig. 69 - Inspeção visual da camada intermediária de aramida e verificação da
deformação do perfil da mangueira.
Fig. 70 - Extração da camada de aramida e inspeção visual do tubo principal de PA-11.
75
Mangueira
Condição de Teste
Danos
M2
Preenchida com 50 % de
óleo, tamponada e
submetida a pressão
externa de 3000 psi
durante 24 horas, levando
ao colapso do corpo de
prova.
Apresentou
ovalização,
entretanto não foi
observada a
formação de vinco.
M3
Vazia, colapsada por
pressão de 3000 psi
durante 24 horas.
Apresentou
ovalização
acentuada com leve
formação de vinco.
Marcas do trançado
de aramida
impressas na
superfície.
Perfil
Observado
Fig. 71 - Observações do procedimento de dissecação
A camada de poliuretano praticamente não foi afetada pelo teste realizado, não
havendo qualquer registro de dano. Não foi observado qualquer desarranjo ou dano na
camada de aramida. As observações relativas ao liner de PA-11 estão na fig.71, onde
está ilustrada a condição dos trechos dissecados 24 horas após as amostras serem
submetidas ao colapso. Vale relatar que uma semana após os testes, as duas mangueiras
haviam retornado a condição anterior ao ensaio, recuperando seu perfil circular e não
transparecendo qualquer indício do vinco anteriormente observado.
4.2.1.2.2.2 Resultados
Analisado os resultados registrados nos testes, não foi observada redução na
pressão de ruptura das amostras ensaiadas quando submetidas ao colapso simples e
posterior explosão. As deformidades observadas nas mangueiras levadas até a ruptura
não foram suficientes para criar um concentrador de tensões (vinco) que comprometesse
76
a estrutura do liner ou para desarrumar a trama de aramida da segunda camada. Esta
constatação pode ser corroborada pelas observações registradas na etapa de dissecação
das amostras, onde mesmo as ditas deformações não se mostraram estáveis.
É importante ressaltar também, que as mangueiras levadas à explosão romperam
sempre segundo a direção e o sentido das marcas do trançado de aramida impressas no
corpo do liner.
4.2.1.3 Descritivo dos ensaios cíclicos colapso/explosão
Buscando intensificar os efeitos presumidos pelo colapso das mangueiras, o
procedimento utilizado nas amostras anteriores foi alterado de modo que estas
passassem a ser solicitadas por carregamentos cíclicos de pressão.
O objetivo deste novo teste foi reproduzir de forma acelerada a vida operacional
de um umbilical, submetendo as mangueiras a variações de pressão (pressurizações e
despressurizações) as quais o umbilical é submetido durante sua operação em uma
plataforma. Esta reprodução está baseada em um caso hipotético de um UEH com
presença de ar em suas mangueiras, o que teoricamente poderia levar ao colapso das
mesmas quando solicitadas após perda parcial ou total de pressão hidráulica na
plataforma. Para o experimento a câmara foi mantida em 3000 psi e em seu interior
montadas 3 (três) mangueiras equalizadas com a pressão ajustada.
As amostras passaram a ser despressurizadas, sendo mantidas colapsadas por um
período de 20 minutos e novamente pressurizadas a 3000 psi permanecendo nesta
condição por outros 20 minutos. Foram utilizadas no ensaio as amostras M13, M14 e
M15, as quais foram submetidas a 10, 25 e 50 ciclos, respectivamente.
4.2.1.3.1 Detalhamento do experimento
As amostras M13, M14 e M15 foram montadas no interior da câmara com
tubings em uma de suas extremidades, interligadas a um manifold (ver procedimento
executivo) e pressurizadas com óleo a 3000 psi. Após pressurização das mangueiras
procedeu-se a pressurização da câmara a 3000 psi. O manifold interligado as
mangueiras possibilitou que as amostras fossem sendo retiradas do teste e mantidas
equalizadas com a pressão da câmara conforme iam sendo completados os ciclos pre-
77
estabelecidos. A primeira amostra (M13) foi ciclada 10 (dez) vezes, obedecendo ao
ciclo de 20 minutos cheia e 20 minutos vazia, durante aproximadamente 7 (sete) horas.
A segunda amostra (M14) foi ciclada 25 (vinte e cinco) vezes durante dois turnos de 8
horas. A terceira amostra (M15) foi ciclada 50 (cinqüenta) vezes durante quatro turnos
de 8 horas. Após o último ciclo a câmara foi esvaziada, as mangueiras despressurizadas
e preparadas para dissecação e teste de ruptura.
Todas as amostras foram seccionadas, figura 81, pag.86, e tiveram trechos de
seus corpos avaliados através de dissecação e outros reterminados e pressurizados até a
ruptura.
As amostras M13 e M14, como pode ser observados nos gráficos B1 e B2,
pag.77, tiveram suas pressões de ruptura registradas (21099 psi e 19939 psi) bem
próximas da pressão de ruptura informada pelo fabricante. A amostra M15, grafico B3,
pag.78, apresentou expressiva redução em sua pressão de ruptura (16968 psi) quando
comparada a pressão de teste de fábrica, indicando uma relação, ainda que incipiente, de
queda de resistência do material com o número elevado de ciclos.
Teste de ruptura - Amostra 13
25000
20000
is)
(p
o
ãs
s
e
r
P
15000
10000
5000
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Tempo (s)
Gráfico B1 – Teste de ruptura da mangueira M13 – 10 ciclos
90
100
78
Teste de ruptura - Amostra 14
25000
20000
i)s
(p
o
ãs
se
r
P
15000
10000
5000
0
0
20
40
60
80
100
120
140
Tempo (s)
Gráfico B2 – Teste de ruptura da mangueira M14 – 25 ciclos
Teste de ruptura - Amostra 15
18000
16000
14000
12000
is)
10000
(p
o
ãs
s
e
r 8000
P
6000
4000
2000
0
0
10
20
30
40
50
60
Tempo (s)
Gráfico B3 – Teste de ruptura da mangueira M15 – 50 ciclos
70
80
79
As observações do primeiro teste foram postas a prova no ensaio da ultima amostra
disponível, mangueira M16, que dividida em três trechos, buscou ainda diminuir as
incertezas oriundas da fabricação, que poderiam introduzir dúvidas relativas a qualidade
das amostras testadas. De forma similar ao teste anterior, as mangueiras foram cicladas
e posteriormente seccionadas, sendo trechos separados para dissecação e outros
reterminados para pressurização a ruptura.
Os trechos da mangueira M16, denominados respectivamente M16-1, M16-2 e M16-3,
apresentaram resultados no teste de ruptura similares ao do teste anterior, rompendo as
duas primeiras amostras na pressão próxima à informada pelo fabricante (19640 e
21512 psi) e a terceira com 16764 psi. Os resultados podem ser conferidos através dos
gráficos B4, B5 e B6, das pags. 79 e 80.
Teste de ruptura - Amostra 16 -1
22500
20000
17500
Pressão (psi)
15000
12500
10000
7500
5000
2500
0
0
10
20
30
40
50
60
Tempo (s)
Gráfico B4 – Teste de ruptura da mangueira M16-1– 10 ciclos
70
80
Teste ruptura - Amostra 16-2
25000
20000
Pressão (psi)
15000
10000
5000
0
0
10
20
30
40
50
60
70
Tempo (s)
Gráfico B5 – Teste de ruptura da mangueira M16-2 – 25 ciclos
Teste de ruptura - Amostra 16-3
20000
16000
Pressão (psi)
12000
8000
4000
0
0
10
20
30
40
50
Tempo (s)
Gráfico B6 – Teste de ruptura da mangueira M16-3 – 50 ciclos
60
81
4.2.1.3.1.1 Procedimento executivo
A figura 72 mostra o aparato de testes utilizado, e as figuras seguintes
descrevem mais detalhadamente suas funcionalidades.
Fig. 72 – Aparato para teste cíclico.
Fig. 73 - Manifold – Responsável pelo direcionamento geral do fluido utilizado no teste,
equalizando pressões (câmara x mangueiras) e drenando mangueiras para o colapso.
82
Fig.74 - Válvula nº1 – Comunica o manifold a mangueira de 10 ciclos e opera aberta
quando o objetivo é colapsar a mangueira ou fechada quando se pretende manter o
corpo tubular pressurizado.
Fig.75 - Válvula nº2 - Comunica o manifold a mangueira de 25 ciclos e tem operação
similar a válvula nº1.
83
Fig.76 - Válvula nº3 – Comunica o interior da câmara com o manifold e opera aberta
quando a válvula nº 4 está fechada.
Fig.77 - Válvula nº4 – Válvula de dreno. Mantida aberta para dreno do fluido das
mangueiras (colapso) e fechada para pressurização das mesmas.
Obs.: A mangueira de 50 ciclos comunica-se com o sistema através de um
tubing interligado diretamente ao manifold, não possuindo válvula de corte.
A figura 78 mostra o esquema hidráulico do arranjo deste teste.
84
Fig. 78 – Esquema hidráulico do aparato do teste cíclico
A Tabela 4, a exemplo do teste monotônico, detalha a condição de teste de cada
mangueira, indicando o preenchimento e a pressão aplicada em cada corpo de prova.
Tabela 4 – Condição de teste
Mangueira
M13
M14
M15
M16-1
Fluido Interno
Pressão Interna
EMPRESA 2
Cheia com
Ciclos de pressão de 3000 psi
posterior
durante o teste (7 horas).
despressurização Posterior elevação de pressão à
e repressurização ruptura.
(ciclagem).
Cheia com
Ciclos de pressão de 3000 psi
posterior
durante o teste (Dois turnos de 8
despressurização horas).
e repressurização Posterior elevação de pressão à
(ciclagem).
ruptura.
Cheia com
Ciclos de pressão de 3000 psi
posterior
durante o teste (Quatro turnos de 8
despressurização horas).
e repressurização Posterior elevação de pressão à
(ciclagem).
ruptura.
Cheia com
Ciclos de pressão de 3000 psi
posterior
durante o teste (7 horas).
despressurização Posterior elevação de pressão à
e repressurização ruptura.
(ciclagem).
Pressão Externa
Pressão de 3000 psi
durante o teste.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Pressão de 3000 psi
durante o teste.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Pressão de 3000 psi
durante o teste.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Pressão de 3000 psi
durante o teste.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
85
M16-2
M16-3
Cheia com
posterior
despressurização
e repressurização
(ciclagem).
Cheia com
posterior
despressurização
e repressurização
(ciclagem).
Ciclos de pressão de 3000 psi
durante o teste (Dois turnos de 8
horas).
Posterior elevação de pressão à
ruptura.
Ciclos de pressão de 3000 psi
durante o teste (Quatro turnos de 8
horas).
Posterior elevação de pressão à
ruptura.
Pressão de 3000 psi
durante o teste.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
Pressão de 3000 psi
durante o teste.
Pressão
atmosférica para
teste de ruptura.
4.2.1.3.2 Dissecação de amostras dos ensaios cíclicos colapso/explosão
Diferente do procedimento realizado nas amostras do ensaio colapso/explosão,
as amostras dissecadas eram trechos subtraídos das mangueiras testadas e levadas a
ruptura, como pode ser observado no item anterior.
4.2.1.3.2.1 Etapas do procedimento de dissecação
A preparação, conforme Figura 79, consistiu em seccionar as duas extremidades
de cada mangueira, salvando um trecho de aproximadamente 1metro para reterminação.
Os trechos subtraídos das extremidades das mangueiras M13, M14 e M15, com
aproximadamente 25 cm cada um, foram dissecados e analisados. Os trechos ensaiados
da mangueira M16, por apresentarem características geométricas semelhantes em
relação ao colapso das primeiras mangueiras, não tiveram os perfis de suas seções
registrados. O procedimento de dissecação seguiu os mesmos passos do trabalho
realizado anteriormente, registrando qualquer variação na geometria do corpo de prova
pós-ensaiado.
86
Fig. 79 - Condições iniciais do ensaio cíclico
Apesar das mangueiras apresentarem um perfil geométrico bastante achatado
após o ensaio, nenhum dano foi detectado nas camadas de poliuretano ou no trançado da
camada de aramida. O mesmo não pode ser dito em relação ao liner de PA-11, que além
de apresentar marcas do trançado de aramida impressas em sua superfície, apresentou
vincos bastante acentuados gerados após as ciclagens, sendo mais protuberantes
naquelas amostras submetidas a maior número de ciclos. As observações relativas ao
aspecto geral das amostras foram registradas na Figura 80, retratando o perfil dos
trechos dissecados 24 horas após as amostras terem sido submetidas ao colapso.
Diferente das amostras do ensaio monotônico, o perfil das mangueiras colapsadas
permaneceu inalterado com o tempo.
87
Mangueira
M13/M16-1
Condição de teste
Câmara inicialmente a
3000 psi. Mangueira
submetida a 10 (dez)
ciclos, 20 minutos
cheia e 20 minutos
vazia. Tempo total do
teste 400 min.
Danos
Apresentou
ovalização
acentuada e
formação de vinco.
Marcas do trançado
de aramida
impressas na
superfície.
M14/M16-2
Câmara inicialmente a
3000 psi. Mangueira
submetida a 25 (vinte
e cinco) ciclos, 20
minutos cheia e 20
minutos vazia. Tempo
total do teste 1000
min.
Câmara inicialmente a
3000 psi. Mangueira
submetida a 50
(cinquenta) ciclos, 20
minutos cheia e 20
minutos vazia. Tempo
total do teste 1000
min.
Apresentou
ovalização
acentuada e
formação de vinco.
Marcas do trançado
de aramida
impressas na
superfície.
Apresentou
ovalização
acentuada e
formação de vinco.
Marcas do trançado
de aramida
impressas na
superfície.
M15/M16-3
Perfil observado
Fig. 80 - Observações do procedimento de dissecação
4.2.1.3.2.2 Resultados
As duas mangueiras testadas apresentaram resultados similares, mostrando
repetibilidade do fenômeno estudado. Foi observado um decréscimo da pressão de
ruptura dos corpos ensaiados a partir do quinquagésimo ciclo, não havendo alteração
significativa nas propriedades das demais amostras (10 e 25 ciclos). Por motivos de
custos e exiguidade de tempo não foi possível buscar o número de ciclos a partir do qual
seria detectada uma redução nesta propriedade.
A exemplo do ocorrido no ensaio anterior, as mangueiras levadas a explosão
também romperam segundo a direção e o sentido das marcas do trançado de aramida
impressas no corpo do liner.
88
4.3
ENSAIOS
PARA
CARACTERIZAÇÃO
DE
MATERIAIS
PARA
MANGUEIRAS TERMOPLÁSTICAS DE UMBILICAIS DE CONTROLE
Paralelamente aos testes de ruptura de mangueiras, buscou-se nesta pesquisa a
análise do material base das mangueiras ensaiadas (poliamida 11) e dos materiais
propostos para subsituí-lo, o elastômero FKM da Du Pont e um Poliéster termoplástico
disponibilizado pela Parker. Para esta análise foi utilizado apenas o teste de tração, que
buscou caracterizar mecanicamente cada material antes e depois da imersão no fluido de
trabalho. É importante salientar que, diferente da primeira etapa, não foi intenção deste
trabalho fazer qualquer estudo de validação de material na forma tubular, ou seja, de
uma mangueira comercial ou protótipo.
4.3.1 Descritivo dos ensaios
Para os ensaios de tração foram confeccionados corpos de prova normatizados
dos materiais a serem estudados, sendo parte destes espécimes colocados em contato
com o fluido hidráulico (HW-525) em sistemas construídos especificamente para
imersão, figura 81, mantendo os corpos de prova separados, a uma temperatura de 60ºC
por um período de 45 dias para posterior avaliação.
Fig.81– Equipamento para imersão de corpos de prova
89
Os ensaios foram realizados no laboratório de Polímeros II, em uma máquina
universal de ensaios Instron modelo 5582, figura 82, com capacidade de 10 t e célula de
carga de 10 KN.
A taxa de deformação imposta as amostras nos testes, foi controlada por
extensômetro ótico.
Fig.82 – Preparação de máquina para teste de tração
Os ensaios de tração foram realizados simultaneamente em amostras virgens e
envelhecidas, após os 45 dias de imersão.
4.3.1.1 Ensaio de Tração em amostras de Poliamida
A poliamida foi obtida na forma de pellets e processada a quente via moldagem
por compressão, em corpos de prova segundo a norma ASTM D-638, espécime do tipo
I, fig.85. O processamento foi feito a uma temperatura de 220ºC e a uma carga de 6
toneladas, permanecendo nessa condição por 5 minutos, seguido de um resfriamento
controlado até 80ºC e carga de 0,5 tonelada por 10 minutos. Depois de todo o processo
os corpos de prova foram resfriados ao ar livre por cerca de 5 minutos para depois terem
seus contornos ajustados por lixamento.
90
Fig.83 - Corpo de prova Tipo I segundo a norma ASTM D-638
Foram ensaiados a tração três corpos de prova virgens e três corpos
envelhecidos, fig. 84, sendo utilizada a velocidade de deslocamento da garra de 5
mm/min, estabelecida pela ASTM D-638 para materiais poliméricos termoplásticos.
Fig.84 – Amostra tracionada durante ensaio
91
Os corpos de prova foram levados a 100% de deformação mas não chegaram a
ruptura. Os três corpos de prova virgens e os três envelhecidos apresentaram
comportamento similar para cada situação, havendo sobreposição de suas curvas. Em
virtude desta característica, foi escolhida a curva de um corpo de prova qualquer virgem
e outro envelhecido para exposição comparativa de suas propriedades mecânicas a
tração após contato com o fluido hidráulico, fig.85.
Fig.85 – Gráfico tensão deformação da PA 11 antes e após envelhecimento
Através da análise do gráfico, é reconhecido o comportamento do polímero
termoplástico em ambas as situações, havendo apenas uma pequena queda da tensão de
escoamento após o contato com o fluido de serviço aquecido.
4.3.1.2 Ensaio de Tração em amostras de Poliéster Termoplástico Parker
Material termoplástico fornecido em forma de manta e cunhado em corpos de
prova gravata tipo I, fig.86, segundo a norma ISO 37 para elastômeros, fig.87. Este
artifício foi utilizado devido a falta de material para confecção de espécime segundo a
norma ASTM D-638.
92
A
D
B
C
Fig.86 – Corpo de prova segundo a norma ISO 37
Fig.87 – Quadro de dimensões para corpo de prova ISO 37
Da mesma forma que para Poliamida, foram ensaiados a tração três corpos de
prova virgens e três corpos envelhecidos, sendo utilizada a velocidade de deslocamento
da garra de 5 mm/min, estabelecida pela ASTM D-638 para materiais poliméricos
termoplásticos
Os corpos de prova deste material apresentaram uma ligeira alteração em sua
coloração após o contato com o fluido hiráulico, conforme pode ser observado através
da Figura 88.
93
Fig.88 – Aspecto dos corpos de prova depois e antes do contato com o fluido HW
Fig.89– Gráfico tensão deformação do Poliéster antes e após envelhecimento
O poliéster tem comportamento similar ao da Poliamida por ser um material
polimérico termoplástico, porem com uma tensão de escoamento menor. Este material
também apresentou uma pequena queda da tensão de escoamento após o contato com o
fluido de serviço aquecido, fig.89.
94
4.3.1.3 Ensaio de Tração em amostras de Elastômero FKM
Fornecido também em forma de manta e cunhado em corpos de prova gravata
tipo I, segundo a norma ISO 37 para elastômeros.
Seguiu o mesmo procedimento utilizado para as amostras anteriores sendo
ensaiados a tração três corpos de prova virgens e três corpos envelhecidos, sendo
utilizada a velocidade de deslocamento da garra de 500 mm/min, estabelecida pela ISO
37 para elastômeros.
Fig.90 – Gráfico tensão deformação do elastômero antes e após envelhecido
Comportamento característico de um elastômero, com baixo módulo de
elasticidade e grande deformação antes da ruptura, não apresentando praticamente
nenhuma diferença em seu comportamento mecânico a tração após o envelhecimento.
4.3.2 Resultados finais
Considerando os parâmetros utilizados para o ensaio, todos os materiais se
mostraram compatíveis com o fluido hidráulico HW 525 utilizado neste ensaio.
Apesar de não terem sido levados a ruptura, percebe-se pelos gráficos que os
dois materiais ensaiados apresentariam tensões de ruptura bem inferiores a da poliamida
11.
95
Não menos importantes, abaixo estão dispostos os parâmetros relativos a
temperatura considerados para realização do ensaio de imersão no fluido hidráulico:
• Temperatura de especificada para utilização do HW-525: -10 a 90 oC
• Temperatura de operação do HW-525: 4 a 70 oC
Não há restrições relativas a temperatura para os materiais ensaiados na faixa de
temperatura de operação do HW-525.
O HW-525 é um fluido base água da série Oceanic HW, fornecido pela Mac
Dermid Off Shore Solutions para utilização em sitemas de controle submarinos. Este
fluido possui baixa viscosidade e proporciona uma ótima resposta aos sistemas,
enquanto um sofisticado pacote de aditivos proporciona um alto grau de proteção contra
desgaste, corrosão, degradação microbiológica e permite que este possa ser descartado
para o meio marinho sem riscos ambientais.
96
CAPÍTULO 5 - CONSIDERAÇÕES FINAIS
O estudo de caso objeto deste trabalho, apesar das restrições impostas pela
necessidade de sigilo, possibilitou a visualização de uma falha real, um problema
experimentado por um umbilical de controle, que teve como consequência o
rompimento de suas mangueiras hidráulicas, sua retirada de operação e o início de um
trabalho de pesquisa em busca da causa da ocorrência.
O acesso à mangueira dissecada tornou possível a verificação in loco do aspecto
de uma mangueira termoplástica colapsada no interior de um umbilical armado que, por
estar confinada, tem sua deformação contida quando submetida à pressão externa,
evidenciando um modo de falha caracterizado pela invaginação do corpo tubular e um
colapso em forma de coração, diferente do colapso plano observado em laboratório.
Em um levantamento de prováveis causas de danos em mangueiras
termoplásticas de um umbilical, é indispensável o acesso a todo o registro de vida deste
duto; desde sua fabricação, passando pela instalação, histórico operacional, registro de
ocorrência de falhas até sua desmobilização. A necessidade desta documentação é uma
evidência clara durante o estudo de caso, onde, apesar de não haver um laudo com a
causa da falha, é possível extrapolar, com base nos dados disponibilizados, uma
possível combinação de fatores desencadeadores do problema.
Apesar da reunião de toda documentação da vida do duto, não é garantida
durante a análise, uma correta tipificação da causa de uma falha. É muito difícil, por
exemplo, afirmar se um vinco verificado em uma mangueira falhada foi provocado pelo
colapso desta mangueira em operação ou se é oriundo dos carregamentos de
esmagamento durante a instalação do umbilical por possível presença de ar em suas
mangueiras.
Para fins de pesquisa, é importante lembrar que o rompimento de mangueiras de
um umbilical em operação acontece sempre em pressões inferiores ao limite de projeto
da mangueira, uma vez que a pressão máxima de controle do fluido hidráulico na
plataforma é de 3000 psi para umbilicais de poços produtores.
Do total de mangueiras disponibilizadas para os experimentos, 68% foi utilizado
para o estudo do colapso por carregamento monotônico. Deste percentual, 77% serviu
para validação do ensaio. A dificuldade encontrada em isolar o efeito do colapso para a
análise de suas consequências no corpo tubular ensaiado, só foi possível com a
reterminação das amostras que eliminou o modo de falha até então atuante. Este
97
procedimento deverá ser adotado em testes futuros que tenham como premissa de
análise o colapso seguido de ruptura de mangueiras termoplásticas.
Considerando apenas o aspecto da seção transversal das mangueiras vazias
submetidas a carregamento compressivo e levadas ao colapso, é possível verificar dois
comportamentos distintos:
• Recuperação da circunferência – Mangueiras colapsadas por um período
de vinte quatro horas.
• Manutenção da deformação – Mangueiras submetidas a carregamentos
cíclicos compressivos.
Para esta consideração tomou-se como base comparativa o tempo de 7 dias após
o fim dos experimentos.
A ciclagem de amostras foi realizada após resultados negativos em relação à
diminuição da pressão de ruptura das amostras ensaiadas por carregamento monotônico.
O ensaio cíclico mostrou-se mais eficaz, evidenciado alteração em propriedades
mecânicas de algumas amostras testadas, após determinado número de ciclos.
Todas as mangueiras levadas à explosão romperam segundo a direção e o
sentido das marcas do trançado de aramida impressas no corpo do liner.
Fazendo uma correlação simplista, verifica-se alguma similaridade das falhas
caracterizadas no estudo de caso, ciclos de pressão durante a operação do umbilical,
com as reproduzidas pelo ensaio de colapso cíclico, em que as mangueiras foram
induzidas a falha através de ciclos de pressão. Danos preexistentes devido a esforços da
instalação do umbilical podem ter sido a diferença entre o número de ciclos que levaram
as mangueiras do caso estudado a falha e os 50 ciclos que reduziram a pressão de
ruptura da amostra testada no laboratório.
Não foi estudada neste trabalho a influência da geometria do colapso da
mangueira em sua fragilização. A geometria da seção transversal passou a ser observada
durante a condução do trabalho, uma vez que as mangueiras falhadas dentro de
umbilicais, no caso estudado e na literatura consultada, mostraram-se com formato
diverso daquele retratado em laboratório.
Comparando o comportamento dos materiais pesquisados em ensaio de tração,
no tempo zero e após envelhecimento, observa-se que para todos os corpos de prova
houve um pequeno decréscimo na tensão de ruptura.
Por análise visual é possível evidenciar alteração de cor nas amostras do
poliéster termoplástico da Parker, após o envelhecimento no fluido hidráulico.
98
CAPÍTULO 6 - CONCLUSÕES
A representatividade da pesquisa de falhas com mangueiras termoplásticas em
laboratório, quando comparada a complexidade das falhas ocorridas no conjunto de
mangueiras do umbilical armado, está na possibilidade de isolar o fenômeno do colapso
e estudar a sua influência na fragilização do material do liner da mangueira.
Com base nas amostras ensaiadas monotonicamente, a deformação concentrada
no colapso não influenciará na resistência a ruptura das mangueiras. Isto confirma o
resultado numérico da simulação de colapso do liner de PA-11 [16], cujos resultados
indicam que a deformação imposta no colapso na atinge o seu limite de ruptura.
Com base nas amostras cicladas 10 e 25 vezes, a deformação concentrada no
colapso também não influenciará na resistência a ruptura das mangueiras.
O ensaio cíclico de colapso evidenciou a relação das falhas das mangueiras com
a fadiga de baixo ciclo do material de seu liner polimérico (PA11).
Com o esmagamento do corpo tubular, as marcas impressas no corpo do liner de
PA-11 pelo trançado de aramida passam a atuar como regiões preferenciais para ruptura
durante os ensaios de pressurização.
Considerando apenas os ensaios executados, os materiais sugeridos como
substitutos ao PA11, são compatíveis com o fluido de controle utilizado, não
apresentando qualquer alteração significativa em suas propriedades mecânicas a tração.
Os materiais testados mostraram-se menos resistentes que a poliamida 11,
considerando uma provável tensão de ruptura. Contudo, não é possível afirmar que, uma
vez extrudados e revestidos por uma camada de reforço, não atenderiam os critérios de
aceitação do produto final.
6.1 SUGESTÕES
Para trabalhos futuros indica-se a continuidade do trabalho de pesquisa de danos
em mangueiras influenciados por ciclos de pressão, devendo ser retomado o ensaio de
ciclagem de amostras. Neste reinício, tomando como base o número de ciclos em que
foi evidenciada a redução da pressão de ruptura registrada neste trabalho, deve-se
buscar descobrir a partir de quantos ciclos a fragilização passa a ocorrer e quantos ciclos
serão necessários para que a pressão de ruptura da mangueira seja reduzida a valores
inferiores a sua pressão de trabalho. De posse destes dados será possível a elaboração de
gráfico a partir do qual poderá ser visualizado o ponto em que o material solicitado
99
começaria a apresentar alterações em suas propriedades, evidenciado pela diminuição
da pressão de ruptura do corpo de prova
Outra linha de pesquisa merecedora de análise seria a correlação da influência da
geometria da seção transversal da mangueira colapsada com a redução de sua pressão de
ruptura. Neste trabalho seria reproduzida a falha das mangueiras no interior do
umbilical, recriando em laboratório as restrições a expansão plana do corpo tubular
quando submetido a pressão externa. Estas restrições a expansão, que poderiam ser
criadas através, por exemplo, do confinamento das mangueiras dentro de tubos
metálicos, levariam a mangueira ao colapso do tipo heart shape.
A pesquisa com espécimes para seleção de material alternativo a poliamida 11
deve ser continuada, utilizando um tempo maior de envelhecimento ou maiores
temperaturas, utilizando os mesmos materiais ou outros que apresentem características
mecânicas e químicas interessantes para esta aplicação.
O efeito do envelhecimento no liner de PA-11 também pode ser objeto de
estudo, comparando as caracterísitcas físicas, mecânicas e químicas de corpos de prova
de poliamida envelhecidos em laboratório e aqueles retirados de mangueiras de
umbilicais desmobilizados. A caracterização dos corpos de prova por sua vez, pode ser
realizada através de análises térmicas como TGA (análise termogravimétrica) e DSC
(Calorimetria
diferencial
exploratória),
análises
físico-químicas
como
FTIR
(Expectroscopia no infravermelho com transformada de fourrier) e DRX (Difração de
raio X) e testes de tração.
A proposta de estudo de compatibilidade de materiais utilizando mangueiras
também não pode ser descartada, já foi objeto de trabalhos publicados e mostrou-se
bastante efetiva. Este tipo de ensaio, descrito na API 17 E (1) e reproduzido neste
trabalho, deve ser aplicado após um maior conhecimento sobre os materiais a serem
testados, pois demanda a fabricação da mangueira com todas as suas camadas.
100
Bibliografia
[1] API RP 17E, Specification for Subsea Umbilicals, 4th ed., American
Petroleum Institute, Washington, 2011.
[2] BRIEG W. F., Mathematical and Experimental Pressure Response of
Helically Wound Wire Reinforced Elastomeric Hose, SAE 88 1301, 1988.
[3] J.D. STABLES, I.R. DODGE, et. al., A More Realistic Method for Predicting
the Compatibility of Thermoplastic Hoses When Used in Subsea Umbilical
Systems. Proceedings of Offshore Technology Conference, Houston, 1993.
[4] R.R. JAKEMAN, P.H. KNIGHT., Development of a High Pressure
Thermoplastic Hose. The Society for Underwater Technology, England, 1995.
[5] RUDIO, FRANZ VICTOR., Introdução ao projeto de pesquisa científica,
Petrópolis: Vozes, 2000.
[6] SEVERINO, ANTÔNIO JOAQUIM., Metodologia do trabalho científico, São
Paulo, Cortez, 2000.
[7] SILVA, WILLIAM A., LOPES, VOLNEY S., Trabalho de detecção de falhas
em umbilicais. PETROBRAS, Rio de Janeiro, 2009.
[8] SILVA, WILLIAM A., R., YONATHAN, Apresentação sobre fabricação de
Umbilicais. PETROBRAS, Macaé, 2007
[9] BUSCACIO, F.A, Umbilicais Subamarinos, PETROBRAS, Rio de Janeiro,
2009.
[10] API RP 17I, Installation Guidelines for Subsea Umbilicals, American
Petroleum Institute, Washington,2002
[11] CANEVAROLO JR., S. V., Ciência dos Polímeros – Um texto básico para
tecnólogos e engenheiros, Editora Artliber, 2ª edição, São Paulo, 2006.
[12] PA-11 RILSAN® DATA SHEET; BESNO P40 TLO – Arkema, France, 2011.
[13] MARYSILVIA, ALBANO C., SOARES B., et. al., Avaliação Comparativa
das Propriedades Mecânicas de Tração da Poliamida 11 e Poliamida 6 em
Diferentes Estágios de Envelhecimento, 3o Congresso Brasileiro de P&D em
Petróleo e Gás, IBP, Salvador, 2005.
[14] ISO 527, Plastics – Determination of Tensile Properties, 2nd edition,
Switzerland, 2009.
[15] ISO 1402, Testes hidrostáticos em mangueiras plásticas e de borracha; 4ª
edição, 2009
101
[16] DRUMOND, GEOVANA P., Estudo de Material Alternativo para
Fabricação de Mangueiras Hidráulicas de Umbilical Submarino, Projeto de
Graduação, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, 2013.
[17] CALLISTER JR., W. D., Ciência e Engenharia dos Materiais – Uma
introdução, Editora LTC; 5ª edição; Rio de Janeiro, 2002; pág. 79-80, 328-332.
[18] POLIMEROS, CIÊNCIA E TECNOLOGIA: Virtual Magazine. Disponível em:
http://revistapolimeros.org.br/xa.yimg.com/kq/groups/19687466/787286149/na
me/EM014_PROPMEC3.pdf, Acesso em: 30 abr. 2013, 22:30:30.
[19] SEMICRYSTALLINE
MATERIAIS:
Disponível
em:
http://gertrude-
old.case.edu/276/materials/145/14.htm. Acesso em: 27 abr. 2013, 21:35:20