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ESTUDO DE MATERIAL ALTERNATIVO PARA FABRICAÇÃO DE MANGUEIRAS HIDRÁULICAS DE CABO UMBILICAL SUBMARINO Geovana Pereira Drumond 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. Orientadores: Ilson Paranhos Pasqualino Marysilvia Ferreira da Costa Rio de Janeiro Junho de 2015

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ESTUDO DE MATERIAL ALTERNATIVO PARA FABRICAÇÃO DE MANGUEIRAS

HIDRÁULICAS DE CABO UMBILICAL SUBMARINO

Geovana Pereira Drumond

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.

Orientadores: Ilson Paranhos Pasqualino

Marysilvia Ferreira da Costa

Rio de Janeiro

Junho de 2015

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ESTUDO DE MATERIAL ALTERNATIVO PARA FABRICAÇÃO DE MANGUEIRAS

HIDRÁULICAS DE CABO UMBILICAL SUBMARINO

Geovana Pereira Drumond

DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO

LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE)

DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS

REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM

CIÊNCIAS EM ENGENHARIA OCEÂNICA.

Examinada por:

______________________________________ Prof. Ilson Paranhos Pasqualino, D.Sc.

______________________________________ Prof.ª Marysilvia Ferreira da Costa, D.Sc.

______________________________________ Prof.ª Bianca de Carvalho Pinheiro, D.Sc.

______________________________________ Prof. Regina Célia Reis Nunes, D.Sc.

RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL

JUNHO DE 2015

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Drumond, Geovana Pereira

Estudo de Material Alternativo para Fabricação de

Mangueiras Hidráulicas de Cabo Umbilical Submarino/

Geovana Pereira Drumond – Rio de Janeiro: UFRJ/

COPPE, 2015.

xix, 102p.: il.; 29,7 cm.

Orientadores: llson Paranhos Pasqualino

Marysilvia Ferreira da Costa.

Dissertação (mestrado) – UFRJ/COPPE/

Programa de Engenharia Oceânica, 2015.

Referências Bibliográficas: ps.99-102.

1. Umbilical submarino, 2. Mangueira hidráulica, 3.

Carregamentos de pressão, 4. Modelagem numérica.

I. Pasqualino, Ilson Paranhos et al. II. Universidade

Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa de

Engenharia Oceânica. III. Titulo.

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DEDICATÓRIA

Aos meus pais Sérgio Luis Drumond e Maria das Graças Soares Pereira

Drumond e à minha avó Coracira Soares Pereira por todo amor, carinho e apoio

incondicional. Foi graças a vocês que aprendi desde cedo a importância do estudo e

foi com vocês que venci todos os meus desafios acadêmicos.

Em memória, ao meu avô Manoel Rocha Pereira, que durante toda a vida me

amou incondicionalmente e apoiou sempre os meus estudos.

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AGRADECIMENTOS

À Agência Nacional do Petróleo (ANP) por financiar os recursos humanos

envolvidos neste trabalho através do PRH-35.

Aos meus orientadores Ilson Paranhos Pasqualino e Marysilvia Ferreira da

Costa, por todos os conhecimentos passados, por todo o incentivo, dedicação e

confiança no meu trabalho.

A toda equipe do Laboratório de Tecnologia Submarina (LTS) e do Laboratório

de Processamento e Caracterização de Materiais (LPCM), ambos da COPPE/UFRJ,

pelo suporte em todas as etapas que tornaram este trabalho possível.

Agradeço também aos técnicos do Centro de Pesquisas de Energia Elétrica

(Cepel), Instituto de Macromoléculas (IMA), e Núcleo de Biocombustíveis e Derivados

do Petróleo pelo auxílio na realização dos testes experimentais.

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Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.).

ESTUDO DE MATERIAL ALTERNATIVO PARA FABRICAÇÃO DE MANGUEIRAS

HIDRÁULICAS DE CABO UMBILICAL SUBMARINO.

Geovana Pereira Drumond

Junho/2015

Orientadores: Ilson Paranhos Pasqualino

Marysilvia Ferreira da Costa

Programa: Engenharia Oceânica

As mangueiras hidráulicas de umbilicais submarinos estão sujeitas ao colapso

por pressão externa, o que causa concentração de deformações em determinados

pontos de suas circunferências e acaba levando-as a falha quando pressurizadas

internamente pela passagem do fluido hidráulico. Tais mangueiras são responsáveis

pelo acionamento hidráulico das válvulas da Árvore de Natal Molhada (ANM), e a falha

delas pode levar à perda de funcionalidade do umbilical. O objetivo do trabalho é

estudar um material alternativo para a fabricação do liner dessas mangueiras

hidráulicas e, por esse motivo, são desenvolvidos modelos numéricos com o auxílio do

software comercial ABAQUS versão 6.13. Com os resultados das simulações é

possível comparar as respostas apresentadas pela Poliamida 11 e pelo Viton® às

cargas impostas. A Poliamida 11 é o atual polímero utilizado na fabricação do liner da

mangueira, e o Viton® é um fluoroelastômero de alta flexibilidade estudado no

presente trabalho para substituir a Poliamida 11. São realizados também, testes

mecânicos de tração, compressão e dureza, análises dinâmico-mecânicas (DMA),

calorimetria diferencial de varredura (DSC) e análise termogravimétrica (TGA), além

de testes de compatibilidade química do polímero com o fluido hidráulico conduzido.

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Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)

STUDY OF AN ALTERNATIVE MATERIAL FOR THE MANUFACTURE OF

UMBILICAL CABLES’S HYDRAULIC HOSES

Geovana Pereira Drumond

June/2015

Advisors: Ilson Paranhos Pasqualino

Marysilvia Ferreira da Costa

Department: Ocean Engineering

Subsea umbilical’s hydraulic hoses are subject to collapse due to external

pressure, which often causes the concentration of deformations at certain points of the

circumference of the hose and ends up taking it to fail when internally pressurized by

hydraulic fluid. These hoses are responsible for operating the valves of the Christmas

Tree, and the failure of these hoses may lead to umbilical’s loss of functionality. The

aim of this work is to study an alternative material to manufacture the hydraulic hose’s

liner and, therefore, numerical models are developed using the commercial software

ABAQUS version 6.13. Based on the results of these simulations the behaviors

presented by Polyamide 11 and Viton® are compared. Polyamide 11 is the polymer

currently used to manufacture the inner layer of hoses, and Viton® is a high flexibility

fluoroelastomer studied in this work to replace Polyamide 11. Experimental tests are

conducted, including tensile, compression and hardness Shore A tests, dynamic

mechanical analysis (DMA), differential calorimetry (DSC), thermogravimetric analysis

(TGA), and chemical compatibility tests between Viton® and the hydraulic fluid driven

by the hose.

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SUMÁRIO

Lista de Figuras ......................................................................................................... ix

Lista de Tabelas ....................................................................................................... xiv

Nomenclatura ............................................................................................................ xv

CAPÍTULO I - INTRODUÇÃO ..................................................................................... 1

I.1 - Objetivo ............................................................................................................. 2

I.2 - Motivação .......................................................................................................... 2

I.3 - Estrutura da Dissertação .................................................................................... 3

CAPÍTULO II - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................... 5

II.1 - Cabos Umbilicais .............................................................................................. 5

II.2 - A Mangueira Hidráulica de Umbilical Submarino ............................................. 13

II.3 - Considerações sobre Ensaios em Polímeros .................................................. 26

CAPÍTULO III - MÉTODOS ........................................................................................ 37

III.1- Modelo Numérico ........................................................................................... 37

III.2 - Caracterização dos Materiais - Testes de Tração Uniaxial ............................. 47

III.3 - Testes de Resistência ao Fluido Hidráulico .................................................... 51

CAPÍTULO IV - RESULTADOS ................................................................................. 57

IV.1 - Resultados dos Modelos Numéricos .............................................................. 57

IV.2 - Resultados dos Testes de Resistência ao Fluido Hidráulico .......................... 72

CAPÍTULO V - DISCUSSÕES ................................................................................... 89

CAPÍTULO VI - CONCLUSÕES ................................................................................ 96

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VI.1 - Trabalhos Futuros ......................................................................................... 97

CAPÍTULO VII - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................ 99

LISTA DE FIGURAS

Figura I-1: Arranjo Submarino Convencional (CCSC Petroleum Equipment CO., LTD1) 1

Figura II-1: Cabo Umbilical Eletro-Hidráulico2 ............................................................... 6

Figura II-2: Comparação entre Baixo e Alto Empacotamento em Trançados de Aramida

(Bryant, 1990) ....................................................................................................... 8

Figura II-3: Falha da Mangueira Hidráulica por Sheaving (Bryant, 1990) ...................... 9

Figura II-4: Navio de Lançamento de Dutos Flexíveis (PLSV) e seu Tensionador

(Rabelo, 2013) .................................................................................................... 10

Figura II-5: Falhas em umbilicais: (a) Trincas na Capa Externa dos Umbilicais; (b)

Ondulações nos Umbilicais; (c) Deslocamento da Capa Externa em PEAD; (d)

Torções em Umbilicais; (e) Ruptura de Arame da Armadura de Tração (Rabelo,

2013) ................................................................................................................... 11

Figura II-6: Mangueira Rompida em Operação (Rabelo, 2013) ................................... 12

Figura II-7: Mangueira Hidráulica de Umbilical Submarino (Legallais et al., 1993) ...... 13

Figura II-8: Máquina Extrusora para Fabricação do Liner de Mangueiras

Termoplásticas (Rabelo, 2013) ........................................................................... 15

Figura II-9: Máquina Trançando a Aramida Sobre o Liner (Rabelo, 2013) .................. 15

Figura II-10: Máquina Extrusora da Capa Externa da Mangueira (Rabelo, 2013) ....... 16

Figura II-11: Exemplo de Moléculas de (a) Nylon® 6; e (b) Nylon® 6,6 (Medeiros,

2012) ................................................................................................................... 17

Figura II-12: Monômero da Poliamida 11 (Medeiros, 2012)......................................... 17

Figura II-13: Equação Química de Formação do Grupo Uretano (Fiorio, 2011) .......... 20

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x

Figura II-14: Aspecto de Falha por Colapso em Mangueira Hidráulica (a) Seção

Transversal da Região Vincada; (b) Ruptura da Camada de Aramida e (c) Dano

na Região Vincada (Rabelo, 2013) ..................................................................... 22

Figura II-15: Malha de Elementos Finitos da Seção Transversal (a) Tradicional, (b)

Proposta (Mascarenhas et al., 2013)................................................................... 25

Figura II-16: Distribuição de Tensões (em MPa) nas Mangueiras Hidráulicas para a

Seção (a) Tradicional, (b) Proposta (Mascarenhas et al., 2013) .......................... 25

Figura II-17: Forma de Barril em Corpo de Prova sob Ensaio de Compressão (Thiré,

2010) ................................................................................................................... 31

Figura II-18: Dureza Shore A versus Dureza IRHD (Thiré, 2010) ................................ 33

Figura II-19: Esquema de um Ensaio DSC3 ................................................................ 35

Figura II-20: Curva Típica de Ensaio DSC4 ................................................................. 36

Figura III-1: Modelo Numérico Constituído por Mangueira Hidráulica de Três Camadas

............................................................................................................................ 38

Figura III-2: Ovalização Inicial da Seção da Mangueira .............................................. 39

Figura III-3: Malha de Elementos Finitos para Mangueira de Três Camadas .............. 40

Figura III-4: Geometria do Trançado de Kevlar®......................................................... 41

Figura III-5: Superfícies de Contato entre as Camadas (a) Poliamida 11 e Kevlar; (b)

Kevlar® e Poliuretano ......................................................................................... 43

Figura III-6: Contato para a Camada Interna ............................................................... 44

Figura III-7: Sistema de Coordenadas Cilíndricas ....................................................... 45

Figura III-8: Passos de Carga para o Modelo Numérico .............................................. 46

Figura III-9: Corpos de Prova de a) Poliuretano 11; b) Poliamida; c) Viton® ............... 48

Figura III-10: Curvas Tensão-Deformação para Poliamida 11 (a) Valores de

Engenharia; (b) Valores Reais ............................................................................ 49

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Figura III-11: Curva Média Representativa da Poliamida 11 ....................................... 49

Figura III-12: (a) Curvas Tensão-Deformação para o Viton® em Valores de

Engenharia; (b) Curva Média Representativa do Viton® ..................................... 50

Figura III-13: Curvas de Tensão versus Deformação de Engenharia para o Poliuretano

............................................................................................................................ 51

Figura III-14: (a) Reator Vazio com as Amostras de Viton®; (b) Reatores com as

Amostras Imersas em Fluido Hidráulico; (c) Sistema de Imersão das Amostras

Mantido a 60oC ................................................................................................... 52

Figura III-15: Corpo de Prova e Equipamento para Teste de Compressão do Viton® . 53

Figura III-16: Corpo de Prova e Equipamento para Teste de Tração do Viton® .......... 53

Figura III-17: Análises Dinâmico-Mecânicas Preliminares ........................................... 55

Figura III-18: Ensaio com os Parâmetros de Teste Finais ........................................... 55

Figura IV-1: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado após Aplicação

de Pressão Externa ............................................................................................. 58

Figura IV-2: Resultados do Carregamento de 2 MPa de Pressão Externa para a

Mangueira com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b)

Deformações Plásticas Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22);

(d) Deformações Elásticas (EE22); (e) Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

............................................................................................................................ 59

Figura IV-3: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado na Carga Limite

de Pressão Interna .............................................................................................. 60

Figura IV-4: Resultados do Carregamento de 15 MPa de Pressão Interna para a

Mangueira com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b)

Deformações Plásticas Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Elásticas (EE22);

(d) Deformações Plásticas (PE22); (e) Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

............................................................................................................................ 61

Figura IV-5: Malha de Elementos Finitos para o Modelo Numérico com Viton®.......... 62

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xii

Figura IV-6: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado na Carga Limite

de Pressão Externa ............................................................................................. 63

Figura IV-7: Resultados do Carregamento de 2 MPa de Pressão Externa para a

Mangueira com Liner de Viton® (a)Tensões de von Mises (em MPa); (b)

Deformações Logarítmicas ................................................................................. 63

Figura IV-8: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado na Carga Limite

de Pressão Interna .............................................................................................. 64

Figura IV-9: Resultados do Carregamento de 15 MPa de Pressão Interna para

Mangueira com Liner de Viton® (a)Tensões de von Mises (em MPa); (b)

Deformações Logarítmicas ................................................................................. 64

Figura IV-10: Resultados do Carregamento de 5 MPa de Pressão Externa para a

Mangueira com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b)

Deformações Plásticas Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22);

(d) Deformações Elásticas (EE22); (e) Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

............................................................................................................................ 67

Figura IV-11: Resultados do Carregamento de 35 MPa de Pressão Interna para a

Mangueira com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b)

Deformações Plásticas Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22);

(d) Deformações Elásticas (EE22); (e) Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

............................................................................................................................ 68

Figura IV-12: Resultados do Carregamento de 35 MPa de Pressão Externa para a

Mangueira com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b)

Deformações Plásticas Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22);

(d) Deformações Elásticas (EE22); (e) Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

............................................................................................................................ 70

Figura IV-13: Resultados do Carregamento de 35 MPa de Pressão Interna para a

Mangueira com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b)

Deformações Plásticas Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22);

(d) Deformações Elásticas (EE22); (e) Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

............................................................................................................................ 71

Figura IV-14: Variação de Massa Durante Teste de Envelhecimento ......................... 73

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Figura IV-15: Diagrama Força-Deformação (ISO7743, 2008) ..................................... 73

Figura IV-16: Módulo de Compressão a 10% de Deformação versus Tempo de

Envelhecimento .................................................................................................. 75

Figura IV-17: Módulo de Compressão a 20% de Deformação versus Tempo de

Envelhecimento .................................................................................................. 75

Figura IV-18: Comportamento de Amostras de Viton® Envelhecidas e Não-

Envelhecidas Durante Teste de Tração Uniaxial ................................................. 76

Figura IV-19: Tensões e Deformações Máximas em Teste de Tração Durante

Envelhecimento .................................................................................................. 78

Figura IV-20: Variação da Medida de Dureza Shore A em Função do Tempo de

Identação Antes e Após Envelhecimento ............................................................ 79

Figura IV-21: Dureza Shore A para Amostras de Viton® Durante Envelhecimento ..... 80

Figura IV-22: Curvas tanδ para Amostras de Viton® Durante Envelhecimento ........... 81

Figura IV-23: Curva tanδ para Amostras de Viton® Antes e Após Envelhecimento .... 82

Figura IV-24: Curvas de Módulo de Armazenamento (E’) (em MPa) para Amostras de

Viton® Durante o Envelhecimento ...................................................................... 83

Figura IV-25: Curvas de Módulo de Armazenamento (E’) (em MPa) para Amostras de

Viton® Antes e Após Envelhecimento ................................................................. 84

Figura IV-26: Curva DSC para Amostra Não-Envelhecida de Viton® .......................... 85

Figura IV-27: Curva DSC para Amostra de Viton® com 270 Dias de Envelhecimento 85

Figura IV-28: Curvas de TGA para Amostras de Viton® Antes e Após Envelhecimento

em Fluido Hidráulico ........................................................................................... 86

Figura IV-29: Curvas de TGA e DTG para Amostras de Viton® Antes e Após

Envelhecimento em Fluido Hidráulico ................................................................. 87

Figura IV-30: Curvas de Velocidade de Perda de Massa para Amostras de Viton®

Antes e Após Envelhecimento em Fluido Hidráulico ........................................... 88

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Figura V-1: Deformações Plásticas para o Liner em Poliamida 11 sob Carregamento

de Pressão Interna no Valor de (a) 15 MPa e (b) 35 MPa ................................... 92

Figura V-2: Módulo de Armazenamento em Função da Temperatura Durante o

Envelhecimento .................................................................................................. 94

LISTA DE TABELAS

Tabela II-1: Propriedades do Kevlar® (DuPont™, Kevlar® Fibra de Aramida) ............ 21

Tabela II-2: Processos Mais Comuns de Medição de Dureza (Thiré, 2010) ................ 32

Tabela III-1: Valores de Geometria da Mangueira Hidráulica Modelada...................... 39

Tabela III-2: Dimensão dos Corpos de Prova para Ensaios de Tração Uniaxial.......... 48

Tabela IV-1: Variação de Massa Durante Teste de Envelhecimento ........................... 72

Tabela IV-2: Módulos de Compressão a 10% de Deformação .................................... 74

Tabela IV-3: Módulos de Compressão a 20% de Deformação .................................... 74

Tabela IV-4: Resultado para Tensão Máxima em Teste de Tração Durante

Envelhecimento .................................................................................................. 77

Tabela IV-5: Resultado para Deformação Máxima em Teste de Tração Durante

Envelhecimento .................................................................................................. 77

Tabela IV-6: Resultados para os Ensaios de Dureza Shore A para Amostras Não-

Envelhecidas ....................................................................................................... 78

Tabela IV-7: Resultados para os Ensaios de Dureza Shore A para 270 Dias de

Envelhecimento .................................................................................................. 79

Tabela IV-8: Dureza Shore A para Identação a 10s Durante Envelhecimento ............ 80

Tabela IV-9: Valores de tanδ e Tg para Amostras de Viton® Durante Envelhecimento

............................................................................................................................ 82

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xv

Tabela IV-10: Resultados dos Ensaios TGA para Amostras de Viton® Durante

Envelhecimento .................................................................................................. 88

Tabela V-1: Resultados dos Carregamentos de Pressão Externa e Interna ................ 89

Tabela V-2: Resultados para Carregamento Extremo de Pressão para o Liner em

Poliamida 11 ....................................................................................................... 91

NOMENCLATURA

A Área atual da seção transversal........................................................... [mm²]

𝐶𝑖0 Constantes do método de Mooney-Rivlin .................................................. [-]

𝐶𝑝 Calor específico ............................................................................... [J/kg.oC]

𝐷 Diâmetro ............................................................................................... [mm]

𝑑𝑘 Constantes do método de Mooney-Rivlin ................................................. [-]

E Módulo de elasticidade ou Young ....................................................... [MPa]

E AA Módulo de elasticidade na direção do corte AA ................................... [MPa]

E f Módulo de elasticidade na direção de alinhamento da fibra ................. [MPa]

𝐸′ Módulo de armazenamento ................................................................. [MPa]

𝐸′′ Módulo de perda .................................................................................. [MPa]

𝐹 Força de penetração do indentador .......................................................... [N]

𝐻 Entalpia .................................................................................................... [J]

𝐼1 , 𝐼2 , 𝐼3 Invariantes de deformação ........................................................................ [-]

𝐽 Taxa volumétrica ...................................................................................... [-]

𝐿, 𝑙 Comprimento atual ............................................................................... [mm]

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xvi

𝐿0, 𝑙𝑜 Comprimento inicial ............................................................................. [mm]

𝑚0 Massa inicial ............................................................................................. [g]

𝑚𝑡 Massa após t dias de envelhecimento ...................................................... [g]

𝑃 Profundidade de penetração ................................................................. [mm]

𝑅 Raio externo da camada de Poliamida 11 ........................................... [mm]

𝑅𝑝 Raio de penetrador esférico .................................................................. [mm]

𝑡 Tempo .......................................................................................... [seg; dias]

𝑇 Temperatura ........................................................................................... [oC]

𝑇𝑔 Temperatura de transição vítrea ............................................................. [oC]

𝑉 Volume atual........................................................................................ [mm3]

𝑉0 Volume inicial ..................................................................................... [mm3]

𝑤𝑏 Parcela hidrostática da energia potencial ................................................. [J]

𝑤𝑑 Parcela desviadora da energia potencial ................................................. [J]

𝑊 Energia potencial de deformação ............................................................ [J]

Símbolos Gregos:

α Ângulo entre o alinhamento da fibra e o corte AA .............................. [graus]

𝛿 Ângulo de fase ................................................................................... [graus]

∆𝑙 Variação de comprimento ..................................................................... [mm]

∆𝑚 Variação percentual de massa ................................................................ [%]

o Ovalização inicial ..................................................................................... [%]

Deformação de engenharia ....................................................................... [-]

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xvii

ln Deformação logarítmica ............................................................................. [-]

휀0 Amplitude de deformação .......................................................................... [-]

𝜃 Ângulo coordenada cilíndrica ............................................................ [graus]

𝜆 Alongamento ........................................................................................ [mm]

𝜆1, 𝜆2, 𝜆3 Alongamentos principais ...................................................................... [mm]

Coeficiente de Poisson .............................................................................. [-]

Tensão de engenharia ......................................................................... [MPa]

eq VM Tensão equivalente de von Mises ........................................................ [MPa]

𝜎0 Amplitude de tensão ............................................................................ [MPa]

1 2 3, , Tensões principais ............................................................................... [MPa]

Subscritos:

( ) amostra Valores referentes à amostra

( )max Valores máximos

( ) min Valores mínimos

( )ref Valores de referência

( ) verdadeira Valores verdadeiros

Siglas e Abreviaturas:

® Marca registrada

ANM Árvore de Natal Molhada

API Instituto Americano do Petróleo (do inglês, American Petroleum Institute)

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xviii

ASTM Regulamentação Americana para Testes com Materiais (do inglês,

American Society for Testing and Materials)

Cepel Centro de Pesquisas de Energia Elétrica

COPPE Instituto Alberto Luiz Coimbra de Pós-Graduação e Pesquisa de

Engenharia

DMA Análise Dinâmico Mecânica (do inglês, Dynamic Mechanical Analysis)

DSC Calorimetria Diferencial de Varredura (do inglês, Differential Scanning

Calorimetry)

EE22 Componente de Deformação Elástica (do inglês, Elastic Strain Component)

FPSO Navio de Produção, Estocagem e Descarregamento (do inglês, Floating

Production Storage and Offloading)

GIBD Graus Internacionais de Dureza da Borracha

HCR Alta Resistência ao Colapso (do inglês, High Collapse Resistance)

HDPE Polietileno de Alta Resistência (do inglês, Hight Density Polyethylene)

IMA Instituto de Macromoléculas

IRHD Graus Internacionais de Dureza da Borracha (do inglês, International

Rubber Hardness Degrees)

ISO Organização Internacional para Padronização ( do inglês, International

Organization for Standardization)

LCPM Laboratório de Processamento e Caracterização de Materiais

LE22 Componente de Deformação Logarítmica (do inglês, Logarithmic Strain

Component)

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xix

LTS Laboratório de Tecnologia Submarina

PA11 Poliamida 11

PE22 Componente de Deformação Plástica (do inglês, Plastic Strain Component)

PEAD Polietileno de Alta Densidade

PEEQ Deformação Plástica Equivalente (do inglês, Equivalent Plastic Strain)

PLSV Embarcação de Lançamento de Linhas (do inglês, Pipe Laying Support

Vessel)

PU Poliuretano

ROV Veículo Submarino de Operação Remota (do inglês, Remotely Operated

Underwater Vehicle)

SAE Sociedade de Engenheiros Automotivos (do inglês, Society of Automotive

Engineers)

SCM Módulos de Controle Submarinos (do ingles, Subsea Control Module)

TGA Análise Termogravimétrica (do inglês, Thermogravimetric Analysis)

TM Marca Registrada (do inglês, trademark)

UFRJ Universidade Federal do Rio de Janeiro

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1Disponível em: http://www.ccscpetro.com/subsea_forging_parts.html.

Acessado em 10 de junho de 2015. 1

CAPÍTULO I - INTRODUÇÃO

O aumento da demanda mundial pelo petróleo e seus derivados faz com que

as empresas exploradoras direcionem seus investimentos para reservatórios cada vez

mais profundos. Esse cenário motiva estudos e desenvolvimento de novas tecnologias

para os equipamentos de subsuperfície, que precisam ser cada vez mais eficientes

conforme as empresas passam a explorar áreas cada vez mais profundas.

A Figura I-1 mostra um arranjo submarino convencional que ilustra os

principais equipamentos usados pela indústria.

Figura I-1: Arranjo Submarino Convencional (CCSC Petroleum Equipment CO., LTD1)

Na Figura I-1 percebemos a presença de linhas que interligam os

equipamentos submersos aos de superfície (risers), coletores ou distribuidores de

fluidos produzidos ou injetados (manifolds), linhas que fazem a ligação entre o poço e

o manifold ou plataforma (flowlines), árvores de natal molhadas (ANM) para controlar o

fluxo dos fluidos produzidos ou injetados, instaladas em cima da cabeça de poço, e os

cabos umbilicais.

Os cabos umbilicais submarinos são equipamentos essenciais aos sistemas de

produção contemporâneos. Tais cabos são adaptados a condições operacionais

severas, variações de temperatura, fortes correntes marinhas, ondas, ventos e passeio

da plataforma. Durante a produção, tais equipamentos atuam no controle das válvulas

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2

mestra, lateral e de interligação (master, wing and crossover) da Árvore de Natal

Molhada (ANM), da válvula de segurança e dos módulos de controle submarinos

(Subsea Control Modules – SCM’s) nos manifolds. De forma geral, o umbilical

submarino é composto de mangueiras de alta resistência ao colapso (do inglês, High

Collapse Resistance – HCR) para injeção de glicol, mangueiras para controle

hidráulico das principais válvulas de uma ANM, cabos elétricos, armaduras de tração e

capa externa. O presente trabalho estuda a falha das mangueiras hidráulicas por

carregamentos de pressão, o que leva à perda de funcionalidade do umbilical.

I.1 - Objetivo

O objetivo do presente trabalho é estudar um material alternativo para a

substituição do liner de mangueiras hidráulicas que seja capaz de suportar a pressão

interna (em combinação com a camada externa de aramida) e não apresente

interação química com o fluido hidráulico conduzido.

Objetiva-se também a modelagem numérica da mangueira, a partir do método

dos elementos finitos, afim de reproduzir as condições de trabalho e o modo de falha

da mangueira, verificar sua resposta e buscar o ajuste das características do material

proposto, de modo que seja obtido um produto não suscetível à falha “vazamento em

mangueira” atualmente verificada após o seu colapso.

Além de ser mais eficiente mecanicamente, para propor a substituição da

Poliamida 11 por outro polímero na fabricação do liner da mangueira hidráulica, é

preciso provar que tal polímero não apresenta interação com o fluido hidráulico

conduzido. E para isso, serão realizados testes de compatibilidade química do fluido

hidráulico com o Viton®, material alternativo proposto para substituir a Poliamida 11,

para verificar se o polímero não perde massa, não incha, e não tem suas propriedades

mecânicas alteradas.

I.2 - Motivação

As mangueiras hidráulicas de cabos umbilicais submarinos estão sujeitas ao

colapso por pressão externa quando não se encontram pressurizadas internamente.

Tendo em vista que as mesmas são feitas de polímeros rígidos, esse colapso muitas

vezes causa a concentração de deformações em determinados pontos da

circunferência da mangueira, propiciando a falha por pressão interna.

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3

Com a falha da mangueira hidráulica, o umbilical submarino perde uma de suas

funções. Caso ocorra a perda de demais funções pode ser necessário substituir toda a

extensão do umbilical. Com o avanço da fronteira exploratória do petróleo para águas

cada vez mais profundas, o reparo ou substituição de linhas se tornou uma tarefa cada

vez mais complexa, perigosa e de elevado custo.

Uma vez desenvolvida uma mangueira hidráulica capaz de sofrer colapso sem

perder sua capacidade de resistir à pressão interna, será possível fabricar cabos

umbilicais submarinos que não estejam sujeitos a perda de função devido à eventual

explosão de uma mangueira, aumentando assim o tempo de vida útil do umbilical e

reduzindo riscos e custos relacionados ao reparo e substituição de cabos.

Além disso, as operações de instalação são simplificadas, evitando-se a

necessidade de manter as mangueiras pressurizadas durante tal processo. À priori,

em virtude da possibilidade de falhas dessas mangueiras, não é permitido que as

mesmas operem despressurizadas em momento algum de suas vidas úteis.

I.3 - Estrutura da Dissertação

No Capítulo II é apresentada a revisão bibliográfica realizada previamente ao

desenvolvimento do presente trabalho. Inicialmente, são apresentadas algumas

definições sobre cabos umbilicais, destacando a mangueira hidráulica como

componente mais relevante dentro do escopo deste trabalho. Em seguida, é

apresentada uma revisão de alguns trabalhos disponíveis na literatura em que foram

abordadas falhas em mangueiras hidráulicas de umbilicais, mostrando as soluções

propostas por outros autores para este problema. Visto que o atual trabalho propõe a

substituição do material usado atualmente para a fabricação da camada interna da

mangueira por um elastômero, são apresentados também no Capítulo II alguns

conceitos sobre ensaios mecânicos e térmicos em polímeros.

O Capítulo III descreve os métodos utilizados na realização do trabalho.

Primeiramente, é apresentado o modelo numérico desenvolvido, com base no método

dos elementos finitos, com o objetivo de caracterizar o comportamento de uma

mangueira hidráulica sob carregamento combinado de pressão externa e interna.

Inicialmente, é feita a descrição do modelo numérico, apresentando as suas

propriedades geométricas, a malha de elementos finitos adotada, os modelos

constitutivos dos materiais, as condições de contorno e os carregamentos

considerados. Posteriormente, são descritos os testes mecânicos e análises térmicas

realizadas em amostras virgens e envelhecidas do elastômero estudado.

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4

No Capítulo IV são apresentados os resultados das simulações numéricas para

a mangueira hidráulica com a camada interna fabricada em Poliamida 11 e em

fluoroelastômero. São descritos também os resultados dos testes de compatibilidade

do elastômero com o fluido hidráulico conduzido pela mangueira.

O Capítulo V apresenta a discussão dos resultados obtidos. Faz correlações

entre os resultados dos testes mecânicos e térmicos, e avalia os resultados da

simulação numérica.

Por fim, no Capítulo VI são apresentadas as conclusões obtidas no presente

trabalho. O uso do elastômero para substituir o material usado atualmente pela

indústria na fabricação da camada interna da mangueira é discutido. Finalmente, são

apresentadas algumas sugestões de trabalhos futuros.

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5

CAPÍTULO II - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

O Capítulo II é dividido em três partes. A primeira parte (item II.1) faz uma

revisão bibliográfica sobre os cabos umbilicais e os modos de falha mais comumente

observados nesses equipamentos. A segunda parte (item II.2) destaca as mangueiras

hidráulicas dos umbilicais, descrevendo suas características constitutivas, método de

fabricação e materiais poliméricos utilizados na confecção de suas camadas. Por fim,

o item II.3 traz algumas considerações sobre ensaios mecânicos e térmicos utilizados

para caracterização de polímeros.

II.1 - Cabos Umbilicais

Os cabos umbilicais submarinos fazem parte do sistema de controle de poço e

são um conjunto de mangueiras, cabos elétricos ou ópticos que ligam a unidade de

produção (plataformas ou unidades flutuantes de armazenamento e transferência, do

inglês, Floating Production Storage and Offloading - FPSO) ao manifold ou à ANM. De

forma geral, são responsáveis por transportar a potência hidráulica para acionamento

das válvulas na ANM, a potência elétrica para a aquisição de dados e controle de SCM

(Subsea Control Module), e os produtos químicos para garantia de escoamento. O

cabo umbilical tem uma configuração diferente para cada aplicação. Os materiais

listados a seguir são os usados em um umbilical submarino eletro-hidráulico, que é

ilustrado na Figura II-1.

1. Mangueiras - A potência hidráulica é transportada da Unidade de Produção

para o poço ou manifold através de mangueiras hidráulicas, sendo comum

o uso de diâmetros que variam de 3/16” até 2”. Segundo Labanca (2005),

na Bacia de Campos é predominante o uso de mangueiras com diâmetros

de 3/16” para os umbilicais de manutenção (workover umbilicals), 3/8” para

acionamento das funções hidráulicas dos sistemas de produção, 1/2" para

suprimento hidráulico dos sistemas multiplexados e 1/2" com carcaça

metálica. Convencionalmente encontramos nove mangueiras hidráulicas de

menor calibre, cada uma responsável por atuar uma função da ANM. As

mangueiras de maior calibre com carcaça metálica são chamadas de

mangueiras de alta resistência ao colapso, do inglês, High Collapse

Resistance – HCR. Elas suportam o diferencial de pressão e evitam assim,

o colapso (quando a mangueira estiver vazia após as operações de injeção

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6

de produto químico). As mangueiras possuem também, capa externa de

proteção e são reforçadas com Kevlar® para evitar expansão.

2. Cabos Elétricos - Responsáveis pela aquisição de dados dos poços

satélites, geralmente são encontrados em três pares de cabos de 2,5 mm2.

Para os sistemas multiplexados, o umbilical possui quatro pares de cabos

de 4 mm2 que fornecem a potência elétrica e viabiliza os sinais de dados

para os módulos submarinos de controle, do inglês, Subsea Control

Modules -SCMs. Todos os cabos podem ser isolados de acordo com a

necessidade.

3. Miolo - Feito de material elastomérico, tem como funções promover o

isolamento térmico e equalizar a pressão, uma vez que preenche os

espaços vazios dentro do umbilical. Além disso, o miolo evita o atrito entre

as mangueiras e cabos elétricos.

4. Capa interna - Capa rígida fabricada em material polimérico que tem como

função proteger o miolo.

5. Armadura – Fabricada em material metálico, tem como função resistir aos

esforços de tração e torção atuantes no cabo umbilical.

6. Capa externa - Capa rígida feita de polímero (geralmente poliuretano - PU),

que tem como funções gerar isolamento, dar estanqueidade ao umbilical, e

proteger a armadura contra abrasão.

Figura II-1: Cabo Umbilical Eletro-Hidráulico2

2 Disponível em: http://www.prysmianclub.com.br/revista/PClub_11/sucesso.htm Acessado em 30 de junho de 2015.

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7

II.1.1 - Falhas em Umbilicais

Quando há alguma falha nos cabos umbilicais, as empresas têm duas opções:

fazer o reparo em subsuperfície, com o auxílio de um ROV, ou levar o equipamento

para a superfície para repará-lo. No caso dos cabos umbilicais, dependendo da

extensão do dano, muitas vezes é necessário parar a produção, retirar todo o umbilical

de operação e substituí-lo, gerando custos elevados à empresa. As falhas em cabos

umbilicais podem ocorrer durante a fabricação, instalação e serviço. Em seu trabalho,

Bryant (1990) descreve os mecanismos de falha mais comuns para esses

equipamentos.

Bryant (1990) divide as falhas em cabos umbilicais em: falhas por tração ou

compressão, torção, fadiga, desgaste e enrolamento dos cabos (do inglês, sheaving).

Em circunstâncias normais, as cargas de tração e compressão estão dentro

dos limites operacionais do umbilical e são predominantemente suportadas pelas

armaduras e demais reforços do sistema. As falhas causadas por tração ou

compressão podem ser evitadas mantendo-se o valor mínimo para raio de curvatura

do umbilical, assim como as recomendações do fabricante em relação a

carregamentos de tensão quando o umbilical se encontra esticado ou enrolado.

Em geral os umbilicais têm baixa rigidez à torção e são suscetíveis ao dano

resultante de aplicação excessiva de cargas torcionais. Segundo Bryant (1990), o risco

de ocorrer falha por torção é maior durante a instalação do umbilical. Tais danos

podem ocorrer no ponto imediatamente abaixo da polia no navio de lançamento de

cabos, principamente quando tal navio faz uma curva. O mecanismo envolve a ação

do peso do umbilical durante a manobra do navio, provocando torção do cabo em um

ponto específico logo após sua saída da polia. O resultado da torção é a formação do

dano tipo gaiola de passarinho (do inglês bird-caging), ou empescoçamento (do inglês

necking), das armaduras e/ou dos componentes helicoidais. Ainda segundo Bryant

(1990), muitos dos problemas apresentados por cabos umbilicais, como por exemplo o

looping, estão relacionados aos efeitos de torção. Esses efeitos podem ser

minimizados mantendo o umbilical sempre sob tração.

De acordo com Bryant (1990), os danos por fadiga podem ocorrer durante a

instalação em vários componentes do umbilical como condutores elétricos, cordões da

armadura etc. O conhecimento das tensões em cada componente pode auxiliar o

fabricante a manter o nível de tensão abaixo do limite de fadiga de cada material ou,

pelo menos, com um valor que promova predições aceitáveis do tempo de vida útil.

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Outro dano muito comum em umbilicais é o desgaste como consequência de

flexão contínua e ciclos de carregamento. Para prevenir tais danos são usadas

jaquetas de alta resistência à abrasão para cobrir materiais mais sensíveis, como o

Kevlar®. Além disso, para assegurar que os componentes internos do umbilical sejam

mantidos a uma distância adequada um do outro, incluem-se enchimentos no corpo do

umbilical, que garantem a configuração mais simétrica possível. Segundo Bryant

(1990), a camada intermediária da mangueira hidráulica, fabricada em trançado de

aramida (Kevlar®), é sensível ao desgaste por ser semi-móvel. O fabricante da

mangueira deve garantir que a quantidade de fios no trançado seja suficiente para

resistir aos carregamentos gerados por pressão interna e, ao mesmo tempo, que tal

quantidade de fios não resulte em um trançado muito rígido, muito empacotado, que o

torne suscetível ao dano por desgaste.

A Figura II-2 ilustra a seção transversal de um trançado de aramida e mostra a

diferença entre um trançado com baixo empacotamento e um trançado com alto

empacotamento. No caso 2, o trançado apresenta um ângulo menos agudo em

relação ao liner que no caso 1, o que além de diminuir sua eficiência e capacidade de

sofrer carregamentos, pode também induzir falha por compressão nas fibras do

trançado.

Figura II-2: Comparação entre Baixo e Alto Empacotamento em Trançados de Aramida (Bryant, 1990)

Danos por sheaving podem ser descritos como danos em decorrência do

enrolamento do umbilical em uma roldana. Segundo Bryant (1990), a maioria dos

danos em umbilicais está associada ao uso de roldanas estáticas como placas curvas.

Elevadas cargas durante o enrolamento dos cabos podem resultar na remoção das

jaquetas de proteção e conseqüentemente, em problemas de corrosão. Além disso,

sheaving sob altos carregamentos pode resultar também em elevada concentração de

cargas nos componentes internos do umbilical, levando à falha dos mesmos. Um

mecanismo de falha particularmente interessante pode ser observado nas mangueiras

hidráulicas, que falham por sheaving sob cargas elevadas de tração.

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Segundo Bryant (1990), os estágios de falha por sheaving em manguieras

hidráulicas (Figura II-3) compreendem uma transição entre uma mangueira

perfeitamente circular em 1, para uma mangueira ovalizada em 2, até o estágio 3,

onde a superfície inferior da mangueira se dobra sobre ela mesma. Em alguns casos

esse tipo de dano é recuperável inflando-se novamente a mangueira, porém o tempo

de vida útil dos materiais certamente é reduzido. Em outros casos, a geometria em

forma de coração é tão pronunciada, que a mangueira explode depois de reinflada

devido à separação do trançado de aramida do liner termoplástico. Ressalta-se que

estudar este tipo de falha em mangueiras hidráulicas é o objetivo do presente trabalho.

Figura II-3: Falha da Mangueira Hidráulica por Sheaving (Bryant, 1990)

Outro autor, Rabelo (2013), destaca que para evitar o dano por sheaving em

mangueiras hidráulicas descrito anteriormente por Bryant (1990), quando o umbilical

passa por roldanas e tensionadores durante sua instalação, é preciso manter as

mangueiras pressurizadas com fluido hidráulico. Os cabos umbilicais são lançados ao

mar através de embarcações de lançamento de linhas, do inglês, Pipe Laying Support

Vessels – PLSVs. Essas embarcações recebem os cabos em carretel e fazem seu

lançamento através de tensionadores.

Na instalação, o umbilical fica submetido a solicitações axissimétricas,

variações de curvatura e a outras solicitações que são decorrentes do processo. Os

equipamentos dos PLSVs submetem os tramos a solicitações chamadas

genericamente de crushing loads. A compressão radial mínima nos tensionadores é

Mangueira

Baixa Tensão

Alta Tensão

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aquela necessária para manter o conjunto suspenso enquanto o mesmo é lançado. É

preciso garantir que os tensionadores manterão esse aperto mínimo durante toda a

operação de lançamento, e para isso, um valor nominal é ajustado (required crushing

load). O valor máximo de carga (maximum crushing load) é o dobro da diferença entre

a compressão radial nominal e a compressão radial mínima.

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 comprimento do tensionador

e do número de tensionadores que serão efetivamente empregados. E a compressão

radial máxima de projeto (design crushing load) é dependente da tração atuante, visto

que esta pode acabar tracionando os arames das armaduras e induzindo o efeito de

esmagamento (squeeze) nas camadas internas (Rabelo, 2013).

A compressão radial a qual as seções ficam submetidas durante a passagem

nos tensionadores e na roda de lançamento provoca significativa flexão nos

componentes internos do umbilical. Além disso, as armaduras de tração submetem os

elementos funcionais à pressão mecânica e os equipamentos induzem ovalizações

nas mangueiras. Rabelo (2013) conclui então, que devido a tais carregamentos, é

fundamental realizar o lançamento do umbilical com as mangueiras totalmente cheias

de fluido hidráulico para que não ocorram falhas nos cabos. A Figura II-4 ilustra um

PLSV usado para a instalação de cabos umbilicais.

Figura II-4: Navio de Lançamento de Dutos Flexíveis (PLSV) e seu Tensionador (Rabelo, 2013)

Ainda sobre falhas em cabos umbilicais, Rabelo (2013) descreve em seu

trabalho um estudo da Petrobras sobre as principais causas de falhas em umbilicais

instalados em poços produtores. Tal estudo incluiu relatórios de instalação e inspeção

da empresa, publicações de outras operadoras, e consulta aos fabricantes dos

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umbilicais de modo a catalogar as principais não conformidades ocorridas nesse

produto. Dentre as falhas catalogadas destacam-se:

(a) Trincas na Capa Externa dos Umbilicais: Nucleação e propagação de

trincas no Polietileno de alta densidade (PEAD).

(b) Ondulações nos Umbilicais – sinuosidades: Perda da funcionalidade

dos componentes internos devido à distribuição de tensões não uniforme

durante a passagem pelos tensionadores dos PLSVs.

(c) Deslocamento da capa externa em PEAD – capa corrida: Deslocamento

da capa externa propiciando exposição das armaduras de tração.

(d) Torções em Umbilicais: Torção do umbilical gerando perda de

balanceamento do mesmo.

(e) Ruptura de arame da armadura de tração: Ruptura de arame na região

de solda de emenda de fabricação.

As falhas descritas acima são ilustradas na Figura II-5.

Figura II-5: Falhas em umbilicais: (a) Trincas na Capa Externa dos Umbilicais; (b) Ondulações

nos Umbilicais; (c) Deslocamento da Capa Externa em PEAD; (d) Torções em Umbilicais; (e)

Ruptura de Arame da Armadura de Tração (Rabelo, 2013)

As falhas descritas anteriormente ocorreram devido a deficiências fabris, de

manuseio, de controle de processo, ou de adequação do projeto às facilidades fabris

do fornecedor. De acordo com Rabelo (2013), os problemas originados por

deficiências de manuseio, instalação e operação estão intimamente ligados às falhas

(a) (b) (c)

(d) (e)

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das mangueiras hidráulicas dos umbilicais. Entre as características intrínsecas dos

umbilicais constituídos por mangueiras termoplásticas, a resistência limitada ao

colapso aparece como a principal causa para as falhas ora vivenciadas. O colapso

manifesta-se pelo aumento gradual de ovalização induzida pelas imperfeições

residuais na casca cilíndrica (um vinco). Tal vinco acaba levando a mangueira ao

colapso e à falha do umbilical. A Figura II-6 ilustra a falha em serviço de uma

mangueira hidráulica.

Figura II-6: Mangueira Rompida em Operação (Rabelo, 2013)

Em função da limitação da resistência ao colapso das mangueiras

termoplásticas, que é da ordem de 150 a 200 psi, estabeleceu-se como condição

determinante e premissa de projeto que a instalação em quaisquer profundidades seja

feita com as mangueiras totalmente preenchidas com fluido hidráulico, ou seja, não

pode haver presença de ar. A presença de ar (ou outro fluido compressível) possibilita

o aparecimento de vincos e deformações (ovalização) que resultam em falhas das

mangueiras.

Segundo Rabelo (2013), baseada nas investigações realizadas, a Petrobras

elaborou duas hipóteses para o problema de colapso em mangueiras:

1. Suposição de que a causa da formação da imperfeição no corpo da

mangueira (vinco) seja unicamente a aplicação de uma pressão externa

excessiva;

2. Suposição de que a formação desta imperfeição seja uma conjugação

da pressão externa e a ausência de fluido de trabalho na mangueira.

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Estas duas hipóteses serviram como base para a empresa realizar testes que

procuraram reproduzir as falhas ocorridas em campo.

II.2 - A Mangueira Hidráulica de Umbilical Submarino

Após a revisão bibliográfica sobre cabos umbilicais mostrada no item II.1,

percebe-se que a mangueira hidráulica é um componente crítico do equipamento,

apresentando um histórico de falhas que precisa ser mais bem estudado. O item II.2

tem como objetivo detalhar as características construtivas da mangueira, os materiais

usados na fabricação de suas camadas, além de alguns estudos anteriores sobre

falhas das mesmas.

II.2.1 - Características Construtivas de Mangueiras Hidráulicas

As mangueiras hidráulicas, também chamadas de mangueiras termoplásticas,

são constituídas de um tubo interno, chamado liner, reforçado por uma ou duas

camadas trançadas de aramida, e revestida externamente por uma capa de

Poliuretano, como pode ser observado na Figura II-7.

Figura II-7: Mangueira Hidráulica de Umbilical Submarino (Legallais et al., 1993)

Tais mangueiras são responsáveis pelo transporte de fluido hidráulico para o

controle das principais válvulas da Árvore de Natal Molhada (ANM). De acordo com

Rabelo (2013), seu dimensionamento para 20 anos está diretamente relacionado à

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pressão de aplicação, devendo ainda ser observada a temperatura limite do material

do liner, que no caso da Poliamida 11 não é indicado para temperaturas operacionais

superiores a 60oC.

As mangueiras estudadas neste trabalho atuam em lâminas d’água de até

1800 m e têm diâmetro de 3/8’’ para 5000 psi de pressão de trabalho. As mangueiras

têm essa capacidade de resistir à alta pressão interna devido à sua configuração em

camadas. Abaixo é detalhada a função de cada camada.

Camada interna (liner) – Atualmente fabricada em Poliamida 11, esta

camada está em contato direto com o fluido hidráulico, devendo então ser

compatível com este e oferecer mínima permeabilidade durante a operação.

Estes fatores são especificados pela API 17E e conferidos de acordo com

seus critérios de aceitação por ocasião da qualificação do umbilical.

Trançado de aramida – Esta camada é responsável por conferir ao

conjunto a resistência à pressão interna. A fibra de aramida usada pela

indústria é, em geral, a Kevlar®, fabricada pela DuPont™. Esta camada

também pode receber o nome de camada de reforço.

Capa de Poliuretano – É a camada mais externa da mangueira, confere

proteção contra abrasão e danos mecânicos à camada de aramida e permite

o alívio de fluidos porventura permeados pelo liner durante a operação

(Rabelo, 2013).

II.2.2 - Fabricação de Mangueiras Hidráulicas

A fabricação de mangueiras hidráulicas de umbilicais submarinos se resume a

três etapas:

1a Etapa: Extrusão do liner em Poliamida 11 e avaliação dimensional

(espessura, diâmetro e ovalização). A máquina extrusora utilizada nesta etapa é

ilustrada na Figura II-8.

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Figura II-8: Máquina Extrusora para Fabricação do Liner de Mangueiras Termoplásticas

(Rabelo, 2013)

2a Etapa: Aplicação do trançado de aramida sobre o liner. O equipamento

utilizado para trançar a fibra de aramida é ilustrado na Figura II-9.

Figura II-9: Máquina Trançando a Aramida Sobre o Liner (Rabelo, 2013)

3a Etapa: Extrusão da capa externa em Poliuretano sobre a camada de

aramida. O equipamento utilizado nesta etapa é ilustrado na Figura II-10.

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Figura II-10: Máquina Extrusora da Capa Externa da Mangueira (Rabelo, 2013)

Após a fabricação, as mangueiras são testadas a 10000 psi e encaminhadas

para a fabricação do umbilical.

II.2.3 - Materiais Poliméricos da Mangueira Hidráulica

Como dito anteriormente, a mangueira hidráulica possui de três a quatro

camadas: a mais interna de Poliamida 11, a(s) intermediária(s) de fibra de aramida

(Kevlar®), e a mais externa de Poliuretano. Com o objetivo de melhorar a performance

da mangueira, os autores propõem a substituição da Poliamida 11 por um elastômero

fluorado. Para os testes numéricos e experimentais foi usado o fluoroelastômero

comercializado pela DuPont™ batizado de Viton®. Logo, trabalha-se com quatro

polímeros distintos, sendo a Poliamida 11 um termoplástico, o Kevlar® uma fibra, e o

Viton® e o Poliuretano, elastômeros.

Poliamida 11

As poliamidas constituem uma classe de polímeros bastante atraentes para

aplicações de engenharia devido à combinação de boa resistência química e à

abrasão, elevada resistência à tração e à flexão, estabilidade dimensional e fácil

processamento. A cadeia da poliamida é formada por monômeros de amidas (-CONH-

). A amida é formada pela união de uma amina (-NH3) e uma carboxila (-COOH-), que

ao reagirem liberam uma molécula de água. Sua identificação é feita por um sistema

numérico. A presença de apenas um número (ex.: Poliamida 6) significa que ela foi

formada a partir de um único monômero (homopolímero), já a presença de dois

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números separados por vírgula (ex.: Poliamida 6,6), indica que dois monômeros

diferentes foram utilizados na sua produção (copolímero). O número também

representa a quantidade de átomos de carbono existente entre os grupamentos amida,

como pode ser visto na Figura II-11 (Medeiros, 2012).

Figura II-11: Exemplo de Moléculas de (a) Nylon® 6; e (b) Nylon® 6,6 (Medeiros, 2012)

Como dito anteriormente, o polímero utilizado atualmente pela indústria para a

fabricação do liner das mangueiras hidráulicas é a Poliamida 11, que segundo

Medeiros (2012), é obtido a partir de um óleo vegetal (mamona) não biodegradável.

Com uma temperatura de fusão de 180°C, este é um dos plásticos de engenharia de

alta performance, com características como resistência química, alta resistência ao

impacto tanto a temperatura ambiente como em baixas temperaturas, e boa

estabilidade dimensional devido a baixa absorção de água. Entretanto, o custo da

Poliamida 11 ainda é elevado, o que limita sua aplicação em outros segmentos além

da indústria do petróleo. A Figura II-12 ilustra o monômero da Poliamida 11.

Figura II-12: Monômero da Poliamida 11 (Medeiros, 2012)

Uma característica importante do grupo das poliamidas é a estrutura

semicristalina, formada por regiões cristalinas empacotadas e unidas por regiões

amorfas. Diferentemente de outros polímeros, o processamento influencia diretamente

na sua cristalinidade. Em seu trabalho, Dhanalakshmi et al. (2008) relatam um teste

com amostras de Poliamida 11 comercial, onde o grau de cristalinidade encontrado foi

de 15,8%. Segundos Medeiros (2012), outros autores, utilizando o mesmo método de

medição de Dhanalakshmi et al. (2008), encontraram um teor de cristalinidade de

25%, o que comprova a variação no grau de cristalinidade da Poliamida 11.

Em relação à temperatura de transição vítrea, a poliamida possui valores

próximos a 45°C, porém este valor pode variar até 0°C caso o material possua um

(a) (b)

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elevado teor de plastificantes, o que aumenta sua tenacidade e resistência ao impacto

(Medeiros, 2012).

Entre as principais aplicações da Poliamida 11, pode-se citar a indústria offshore,

onde surgiu como um dos primeiros materiais para a fabricação de dutos flexíveis.

Alguns exemplos da utilização da poliamida em dutos flexíveis são: camada interna

(liner), promovendo a estanqueidade da linha e ficando em contato direto com os

fluidos; camada externa, promovendo resistência à abrasão marinha e à entrada de

água; e camada intermediária, onde atua reduzindo o atrito entre as camadas

metálicas. Por ser um material termoplástico, pode ser processado facilmente via

extrusão, em tubos de diâmetros, espessuras e comprimentos variados. Aliado a isso,

também possui características de resistência à fluência, resistência à fadiga, boa

resistência à tração e é uma excelente barreira química ao óleo e ao gás natural

(Medeiros, 2012).

Viton® Fluoroelastômero

Uma das propriedades mais interessantes dos materiais elastoméricos é a sua

hiperelasticidade. Isto é, eles possuem a habilidade de se deformarem segundo níveis

de deformação muito grandes e em seguida retornam elasticamente, tais como molas,

as suas formas originais. Seus módulos de elasticidade são muito pequenos e, além

disso, variam em função da deformação, uma vez que a curva tensão-deformação

para esses materiais não é linear.

Elastômeros sintéticos fluorados são polímeros fabricados para aplicações em

temperaturas elevadas e ambientes quimicamente agressivos. Sua composição e

peso molecular são cuidadosamente controlados para combinar fácil processamento

com propriedades mecânicas, resistência a combustíveis, solventes e estabilidade

térmica.

Os fluoroelastômeros Viton® são divididos em quatro famílias: A, B, F e a

família dos tipos específicos, que incluem os GLT, GBLT e GFLT. O Viton® tipo A é

um copolímero, combinando o fluoreto de vinilideno “VF2” com o hexafluopropileno

“HFP”, cujo teor de flúor final situa-se entre 65 a 66%. Artefatos vulcanizados

produzidos com esta família de fluorelastômero oferecem boa resistência a derivados

de petróleo, sendo largamente indicada para fabricação de sistemas de vedação

(o’rings, retentores, gaxetas, anéis raspadores etc) empregados para contato com

óleos lubrificantes, óleos hidráulicos, óleos térmicos e outras aplicações correlatas.

Seu uso em contato com combustíveis (gasolina, óleo diesel, querosene etc) é

bastante restrito, pois poderá sofrer um inchamento volumétrico que venha a

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extrapolar os valores estabelecidos pelas normalizações mandatórias. Também não é

recomendada a indicação desta família de fluorelastômeros para peças que irão

operar em contato com metanol (Garbim, 2015).

Os tipos B e F são obtidos a partir da copolimerização entre os monômeros de

fluoreto de vinilideno ”VF2” combinado com o hexafluorpropileno “HFP” e

tetrafluoretileno “TFE”, obtendo-se copolímeros contendo flúor estrutural na proporção

de 66 a 69,5%. Peças produzidas a partir de terpolímeros fluorados e vulcanizados

apresentam superior resistência química, principalmente a derivados de petróleo,

comparativamente aos fluorelastômeros dipolímeros. Porém, a resistência a baixas

temperaturas é prejudicada. Como regra geral, podemos dizer que o maior teor de

flúor estrutural do fluorelastômero melhora a resistência química, porém piora a

resistência ao frio (Garbim, 2015).

Algumas modificações estruturais inseridas aos terpolímeros fluorados

permitem atribuir ao copolímero características diferenciadas, dando origem à família

dos tipos específicos de Viton® (GLT, GBLT e GFLT). A inserção de elementos

bromados do tipo bromotetrafluorbuteno BTFB como monômero auxiliar de cura às

combinações variadas de terpolímeros, possibilita a obtenção de artefatos

vulcanizados que apresentem resistência ao metanol (extremamente agressivo aos

fluorelastômeros). Pode-se combinar, por exemplo, unidades monoméricas PMVE

(perfluormetilvinileter) com TFE (tetrafluoretileno) e E (etileno), contendo ainda o BTFB

como monômero auxiliar de cura via peróxido, o que permite a obtenção de um

fluorelastômero com aproximadamente 67% de flúor. Este material oferece boas

características de resistência a hidrocarbonetos, álcool, cetonas, ácidos e aminas,

bases, petróleo bruto etc. Há ainda a possibilidade de combinar VF2 + TFE + P

(fluoreto de vinilideno + tetrafluoretileno + propileno), resultando de 55 a 60% de flúor

e oferecendo artefatos vulcanizados via bisfenol com ótimas propriedades de

resistência a aditivos de óleos automotivos, ácidos e bases (Garbim, 2015).

A empresa que forneceu as amostras para a realização deste trabalho não

divulgou o tipo de Viton® utilizado. Logo, suas propriedades puderam ser conhecidas

apenas após testes mecânicos, análises térmicas e testes de resistência do Viton® ao

fluido ao qual ele seria exposto durante operação. Tais testes são descritos no

Capítulo III, item III.3.

Poliuretano

Os poliuretanos (PU) são polímeros amplamente utilizados em espumas rígidas

e flexíveis, em elastômeros duráveis e adesivos de alto desempenho, selantes, fibras,

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vedações, tapetes, peças de plástico rígido e tintas. Os poliuretanos têm grande

aplicação no mercado de petróleo, onde são utilizados em restritores e enrijecedores

de curvatura, proteções anti-abrasivas, reforço em mangueiras e dutos flexíveis, entre

outros.

O termo geral “poliuretano” é utilizado para denominar um polímero derivado de

poliisociantos e polióis contendo ligações uretano intramoleculares. O elemento

estrutural característico de praticamente todos os poliuretanos é o grupo uretano. As

ligações uretano resultam principalmente da reação de um isocianato (-N=C=O) com

um álcool (-OH). O átomo de hidrogênio do grupo hidroxila é transferido ao nitrogênio

do isocianato (Fiorio, 2011), conforme a Figura II-13.

Figura II-13: Equação Química de Formação do Grupo Uretano (Fiorio, 2011)

O poliuretano pode ter uma variedade de densidades e de durezas, que

mudam de acordo com o tipo de monômero usado, e de acordo com a utilização ou

não de aditivos. Podem apresentar também propriedades elastoméricas, como é o

caso do Poliuretano utilizado na fabricação da capa externa das mangueiras

hidráulicas.

Kevlar® Fibra de Aramida

As fibras são elementos filiformes, que apresentam um elevado comprimento

em relação à espessura. O comprimento do polímero é um fator importante, uma vez

que todas as fibras possuem uma cadeia polimérica bastante longa. Alguns dos

polímeros que podem ser usados como fibras são o Polietileno, Polipropileno, Nylon®,

Kevlar® e Poliéster. Em relação ao arranjo molecular, quando apresentam uma

elevada orientação formam uma zona cristalina, ou seja, os polímeros encontram-se

alinhados longitudinalmente e numa ordem, mais ou menos, paralela. Quando as

fibras possuem baixa orientação formam zonas amorfas, onde os polímeros não

possuem uma orientação definida. Uma elevada orientação dos polímeros confere

elevada resistência à tração, baixo alongamento, resistência ao calor e resistência aos

químicos.

O Kevlar® é uma fibra orgânica da família das poliamidas aromáticas. De

maneira única, o Kevlar® combina alta resistência, elevado módulo, tenacidade e

estabilidade térmica. Atualmente, vários tipos de Kevlar® são produzidos para

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satisfazer a uma ampla gama de aplicações. Entre essas utilizações se destaca a

trança de Kevlar® responsável por promover a resistência à tração e torção da

mangueira hidráulica de umbilical submarino. Na Tabela II-1 são mostradas algumas

das propriedades do Kevlar®, cedidas pela DuPont™. A fibra utilizada neste trabalho é

a Kevlar®29.

Tabela II-1: Propriedades do Kevlar® (DuPont™, Kevlar® Fibra de Aramida)

Propriedade Unidade KEVLAR®29 KEVLAR®49

Fio

Tipo Denier - (Tex) 1.500 - (1.670) 1.140 - (1.270)

No de filamentos* 1.000 768

Densidade lb/in3 - (g/cm3) 0,052 - (1,44) 0,052 - (1,44)

Propriedades de Tração

Testes em fios condicionados**

Resistência à ruptura Lb - (N) 76,0 - (338) 59,3 - (264)

Tenacidade à ruptura g/d - (cN/tex)

psi - (MPa)

23,0 - (203)

424.000 - (2.920)

23,6 - (208)

435.000 - (3.000)

Módulo de tração g/d - (cN/tex)

psi - (MPa)

555 - (4.900)

10,2 x 106 - (70.500)

885 - (7.810)

16,3x10 - (112.400)

Elongação na ruptura % 3,6 2,4

Taxa de Poisson ______ 0,36 0,31

* O diâmetro do filamento é 0,00047 polegadas (12 microns).

** ASTM D885-58, testado em multiplicador de torção 1.1.

II.2.4 - Falhas em Mangueiras Hidráulicas

Em seu trabalho, Rabelo (2013) buscou reproduzir um caso real de falha em

mangueira hidráulica de umbilical submarino. O caso apresentado corresponde a um

poço injetor GTX-443, em lâmina d’água de 1181 m, interligando a plataforma P-93 por

umbilical eletro-hidráulico de cinco funções, contendo cinco mangueiras hidráulicas de

3/8’’ para acionamento das válvulas da ANM. O umbilical apresentou vazamento de

fluido hidráulico em quatro das cinco mangueiras, identificadas após a perda do

controle de abertura e fechamento das válvulas às quais estavam interligadas. Após a

percepção das falhas, houve tentativas de reparo offshore das mangueiras, porém

sem sucesso. O umbilical foi então desinstalado e levado para a empresa fornecedora

para a análise da ocorrência. Estando o umbilical em instalações fabris, este foi

dissecado para observação das regiões de danos nas mangueiras.

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Durante a dissecação do umbilical foram retirados trechos das mangueiras

hidráulicas de seis metros de comprimento cada. Uma dessas amostras foi dissecada

e constatou-se que o modo de falha era característico de colapso, com a presença de

um forte vinco seguido de rompimento. De acordo com Rabelo (2013), as principais

constatações sobre a falha nas mangueiras foram:

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 Poliamida 11 apresentando coloração amarelada;

Furo na região vincada.

A Figura II-14 mostra a mangueira que foi dissecada, ilustrando o aspecto da

falha por colapso.

Figura II-14: Aspecto de Falha por Colapso em Mangueira Hidráulica (a) Seção Transversal da

Região Vincada; (b) Ruptura da Camada de Aramida e (c) Dano na Região Vincada (Rabelo,

2013)

Para reproduzir as falhas em laboratório, Rabelo (2013) realizou testes de

colapso/explosão (monotônico) onde cada corpo de prova foi mantido colapsado

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durante 24h, sendo aplicada uma pressão de 3000 psi em câmara hiperbárica,

simulando lâminas d’água em torno de 2000 m. Foi utilizada água como fluido-base no

preenchimento e pressurização das mangueiras até a ruptura.

Após os testes as mangueiras foram dissecadas para verificação do modo de

falha. Observou-se que as camadas de Poliuretano e aramida não haviam sido

afetadas, não havendo qualquer registro de danos. Não foi observado também

redução na pressão de ruptura das amostras ensaiadas quando submetidas ao

colapso simples e posterior explosão. Rabelo (2013) concluiu que as deformidades

observadas nas mangueiras não foram suficientes para criar um concentrador de

tensões (vinco) que comprometesse a estrutura do liner. 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. As amostras, mantidas na câmara hiperbárica a 3000

psi, 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. Após os testes cíclicos foram observados perfis geométricos

bastante achatados em todas as amostras. Porém, nenhum dano foi detectado nas

camadas de Poliuretano ou no trançado de aramida. De acordo com Rabelo (2013), o

mesmo não pode ser dito em relação ao liner de Poliamida 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 um maior número de ciclos.

Após a realização dos testes, Rabelo (2013) pôde concluir que apesar de ter

observado um decréscimo da pressão de ruptura dos corpos ensaiados a partir do

quinquagésimo ciclo, não houve alteração significativa nas propriedades das demais

amostras (10 e 25 ciclos). Segundo o autor, por motivos de custos e exiguidade de

tempo não foi possível buscar o número de ciclos a partir do qual seria detectada uma

redução nessas propriedades.

Paralelamente aos testes de ruptura, Rabelo (2013) realizou testes de

compatibilidade química do material base das mangueiras ensaiadas (Poliamida 11) e

dos materiais que propunha para substituí-lo (elastômero FKM fornecido pela

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DuPont™, e um Poliéster Termoplástico fornecido pela Parker). Para os ensaios de

compatibilidade química, amostras de Poliamida 11, FKM e Poliéster Termoplástico

foram imersos em fluido hidráulico HW-525 a uma temperatura de 60oC por um

período de 45 dias. Foram realizados testes de tração em amostras virgens e

envelhecidas, onde percebeu-se uma pequena queda da tensão de escoamento após

o contato com o fluido de serviço aquecido, não invalidando a utilização destes

materiais para este tipo de aplicação.

Assim como Rabelo (2013), Mascarenhas et al. (2013) também realizaram um

estudo sobre falhas em mangueiras hidráulicas devido a carregamentos de pressão.

Os autores propuseram uma mudança na posição dos componentes internos do cabo

umbilical com o objetivo de reduzir os valores de tensão impostos às mangueiras. Para

isso, realizaram testes numéricos em software de elementos finitos e testes

experimentais. De acordo com Mascarenhas et al. (2013), devido a conformação em

hélice das armaduras de metal dos umbilicais submarinos, parte da carga aplicada é

transformada em pressão nas camadas intermediárias, o que pode levar ao

esmagamento dos componentes internos do umbilical (cabos elétricos, mangueiras

hidráulicas etc).

Através de análises numéricas, os autores perceberam que as mangueiras

eram os componentes com maior nível de tensões durante os testes dinâmicos, e para

diminuir este nível de tensão, os autores propuseram a modificação da seção

transversal do umbilical. Na seção transversal original existia um espaçamento entre

cada cabo elétrico e a capa interna do umbilical, o que não ocorria com as mangueiras

hidráulicas, visto que suas camadas externas tocavam a capa interna do umbilical.

Para este configuração inicial, a análise numérica revelou que os cabos elétricos se

deslocavam antes de tocarem a capa interna do umbilical e sofrer compressão. Já as

mangueiras, por não apresentarem esse espaçamento, eram comprimidas desde o

início dos testes, gerando danos na sua estrutura. Mascarenhas et al. (2013)

propuseram então, uma mudança no design da seção transversal do umbilical. Na

nova configuração, o espaçamento passa a ser definido entre as mangueiras e a capa

interna no umbilical, e os cabos elétricos passam a tocar a capa interna.

Com o objetivo de comparar a performance do umbilical de seção transversal

tradicional com o de seção transversal proposta, Mascarenhas et al. (2013) fizeram

uma nova análise numérica. A Figura II-15 ilustra as malhas de elementos finitos

usadas nas análises. A Figura II-16(a) ilustra a distribuição de tensões na Poliamida 11

para a seção transversal tradicional, e a Figura II-16(b) para a seção transversal

proposta.

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Figura II-15: Malha de Elementos Finitos da Seção Transversal (a) Tradicional, (b) Proposta

(Mascarenhas et al., 2013)

Figura II-16: Distribuição de Tensões (em MPa) nas Mangueiras Hidráulicas para a Seção (a)

Tradicional, (b) Proposta (Mascarenhas et al., 2013)

Comparando os resultados apresentados nas Figuras II-16(a) e (b), podemos

perceber que a mudança na seção transversal do umbilical gerou uma redução de

53% na tensão máxima. Adicionalmente, podemos observar que a tensão é distribuída

de forma mais simétrica na configuração proposta, enquanto que a configuração

tradicional apresenta regiões com maior concentração de tensão.

Devido aos bons resultados observados na simulação numérica, Mascarenhas

et al. (2013) decidiram fazer testes experimentais com amostras de mangueiras com a

nova configuração. Como resultado, as mangueiras passaram com sucesso nos testes

de tração, flexão, vazamento e expansão volumétrica, e apresentaram pressão de

explosão superior à pressão mínima de 30000 psi.

Ainda sobre falhas em mangueiras hidráulicas de umbilical submarino,

Legallais et al. (1993) fizeram um estudo sobre a capacidade de alguns fluidos e gases

de atravessar as camadas da mangueira. Apesar da taxa de permeação ser pequena,

em grandes distâncias um volume significativo de fluido acaba sendo perdido.

Legallais et al. (1993) basearam sua pesquisa em um fluido comumente injetado nos

poços, o metanol. Um novo material baseado em polietileno reticulado foi desenvolvido

com objetivo de substituir a Poliamida 11 ou Poliéster Termoplástico na camada

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interna de mangueiras hidráulicas. Para esses materiais, o metanol apresenta taxas de

permeação variando com a temperatura de 150 a 5 g.m2/(mm.dia) para o Poliéster, e

190 a13 g.m2/(mm.dia) para a Poliamida 11.

Legallais et al. (1993) desenvolveram um grau específico de polietileno de alta

densidade, do inglês High Density Polyethylene – HDPE, que quando reticulado

recebeu o nome de Ducoflex®. Tal material é aplicável para o transporte de metanol e

pode ser o substituto da Poliamida 11 ou do Poliéster Termoplástico também para o

transporte de vários outros fluidos que operem em uma temperatura de até 90oC. Ao

ser reticulado, o HDPE aumenta ligeiramente suas características mecânicas,

aumenta drasticamente sua resistência ao colapso e sua resistência química aos

hidrocarbonetos fluidos ou gasosos.

O Ducoflex® foi extrudado para formar um tubo, que foi reforçado com aramida

e coberto com polímero para reproduzir uma mangueira de um umbilical convencional.

O Ducoflex® teve sucesso em testes hidrostáticos (impulso, vazamento, colapso e

alongamento) de acordo com a norma SAE J343D para mangueiras com pressão de

trabalho de até 10000 psi. Para avaliar a performance do Ducoflex® no que diz

respeito à permeação de metanol, Legallais et al. (1993) fizeram testes com amostras

de mangueiras submersas em uma banheira de água destilada. A água destilada era

analisada em intervalos para avaliar o nível de metanol na água, que está diretamente

relacionado à penetração do metanol na mangueira. A partir dos resultados obtidos foi

possível comparar a taxa de penetração do metanol no Ducoflex® e em outros

materiais usados comumente pela indústria. E os autores observaram que o

Ducoflex® tem uma taxa de penetração bastante reduzida se comparado à

Poliamida11 ou ao Poliéster Termoplástico.

II.3 - Considerações sobre Ensaios em Polímeros

Com o objetivo de qualificar o elastômero fluorado Viton® para o uso na

fabricação do liner de mangueiras hidráulicas, no presente estudo foram realizados

ensaios mecânicos e térmicos para melhor avaliação das propriedades do material. O

item II.3 descreve a metodologia dos ensaios realizados, compreendendo testes

mecânicos e análises térmicas.

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II.3.1 - Ensaios Mecânicos

As propriedades mecânicas dos materiais podem ser caracterizadas por vários

tipos de ensaios. Testes estáticos, dinâmicos, destrutivos, não-destrutivos, de curta

duração e de longa duração são alguns exemplos desses ensaios. Para

caracterização das propriedades mecânicas do Viton® foram realizados ensaios de

tração, compressão e dureza, que serão descritos a seguir.

Ensaio de Tração

O ensaio de tração é amplamente utilizado para o levantamento de

informações fundamentais sobre a resistência e comportamento mecânico dos

polímeros. O ensaio consiste na aplicação de uma carga uniaxial crescente à amostra,

ao mesmo tempo em que são medidas as variações na sua dimensão. As

especificações quanto à forma e dimensões dos corpos de prova, velocidade de

tração, condições de condicionamento são determinadas em geral por normas

técnicas (Canevarolo, 2006).

Vários dados do material podem ser obtidos a partir do ensaio de tração,

entre eles o módulo de elasticidade (ou módulo de Young), módulo secante, limite

de escoamento, limite de resistência à tração e deformação na ruptura. Todos

esses parâmetros podem ser obtidos através da observação da curva tensão-

deformação, que é característica de cada material.

As tensões em qualquer região da curva são calculadas através da razão entre

carga ou força e a área da seção transversal do corpo de prova. A deformação é

calculada através da Equação II.1.

휀 =∆𝑙

𝑙0 (II.1)

onde ∆𝑙 = 𝑙 − 𝑙0, 𝑙 é o comprimento da região útil do corpo de prova no instante a ser

medida a deformação, e 𝑙0 é o comprimento inicial da região útil (Canevarolo, 2006).

O valor de 휀 pode ser obtido por meio do uso de extensômetros, que podem

estar perto, mas não tocar a amostra (leitura óptica com infravermelho), ou fixado no

próprio corpo de prova (clip gage).

Quando as curvas tensão-deformação são definidas pela divisão do

carregamento longitudinal aplicado ao corpo de prova pela área da seção transversal

inicial, são ditas curvas tensão-deformação nominais (ou de engenharia). Para mais

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informações do comportamento tensão-deformação, divide-se o carregamento

aplicado longitudinalmente pela área transversal a cada instante de tempo ao longo do

teste de tração uniaxial. Essa constitui a definição de tensão verdadeira.

Para pequenas deformações, a deformação de engenharia e a deformação

logarítmica são essencialmente idênticas. Já para grandes deformações, os valores

diferem significativamente e devem ser expressos em termos de deformação e tensão

verdadeiras. Normalmente, as curvas de material são fornecidas a partir de valores de

engenharia. Então, para o ensaio de tração uniaxial da Poliamida 11, os valores de

deformação de engenharia foram convertidos em deformação logarítmica a partir da

Equação II.2, e os valores de tensão de engenharia em verdadeira, a partir da

Equação II.3 (Callister, 2012).

휀𝑙𝑛 = ln (1 + 휀) (II.2)

𝜎𝑣𝑒𝑟𝑑𝑎𝑑𝑒𝑖𝑟𝑎 = 𝜎(1 + 휀𝑙𝑛) (II.3)

Na prática de engenharia os critérios de resistência são usados no cálculo das

tensões equivalentes (σeq). Dois dos critérios mais usados são: von Mises e Tresca. O

critério de resistência utilizado neste trabalho é o da máxima energia de distorção de

von Mises, dada pela Equação II.4 (Callister, 2012). Este critério considera que o

escoamento do material ocorre quando a energia de deformação de distorção atinge o

valor máximo medido no teste uniaxial de tração. Logo, segundo o critério de von

Mises, a análise de resistência da mangueira está baseada na comparação do limite

de escoamento do material com a máxima tensão de von Mises obtida na superfície

da mangueira.

2 2 2

1 2 2 3 3 1

1( ) ( ) ( )

2eq VM

(II.4)

Leis Constitutivas de Hiperelasticidade

O elastômero fluorado Viton® estudado no presente trabalho apresenta

comportamento hiperelástico. Os modelos constitutivos hiperelásticos são definidos

em função da densidade de energia de deformação, visto que não atingem a

plasticidade nas aplicações práticas e assim, não podem ser definidos através da

relação linear 𝜎 = 𝐸휀. Antes de detalhar as diferentes formulações para a definição de

energia potencial de deformação, alguns termos devem ser definidos (Rivlin, 1948):

O alongamento é definido pela Equação II.5.

𝜆 =𝐿

𝐿0=

𝐿0+∆𝑙

𝐿0= 1 + 휀 (II.5)

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O exemplo acima é de um alongamento definido para a tensão uniaxial de uma

borracha, onde 휀 é a deformação de engenharia.

Os três alongamentos principais são dados por: 𝜆1, 𝜆2 𝑒 𝜆3.

Os três invariantes do tensor de deformação comumente utilizados para definir

a densidade de energia de deformação são definidos pelas Equações II.6 a II.8.

𝐼1 = 𝜆12 + 𝜆2

2 + 𝜆32 (II.6)

𝐼2 = 𝜆12 𝜆2

2 + 𝜆22 𝜆3

2 + 𝜆32 𝜆1

2 (II.7)

𝐼3 = 𝜆12 𝜆2

2 𝜆32 (II.8)

Note que 𝐼3 é uma constante volumétrica e, no contexto de

incompressibilidade, é sempre igual a unidade, ou seja:

𝜆1𝜆2𝜆3 = 1 (II.9)

A taxa volumétrica J é definida como:

𝐽 = 𝜆1𝜆2𝜆3 =𝑉

𝑉0 (II.10)

A energia potencial de deformação é usualmente denotada por W, e pode ser

função direta das deformações ou dos invariantes de deformação. Matematicamente

temos:

𝑊 = 𝑊(𝜆1, 𝜆2, 𝜆3) ou 𝑊 = 𝑊(𝐼1, 𝐼2, 𝐼3) (II.11)

Devido à incompressibilidade do material, divide-se os termos da função

energia de deformação em desviadores e hidrostáticos. Entende-se por deformação

desviadora (do inglês, deviatoric strain) como uma condição onde os componentes de

deformação operando em um ponto do corpo não são os mesmos em todas as

direções. Como o corpo é incompressível, o termo hidrostático é função apenas da

taxa volumétrica J. As Equações II.12 e II.13 representam matematicamente a energia

potencial de deformação como soma dos termos desviador (𝑊𝑑) e hidrostático (𝑊𝑏).

𝑊 = 𝑊𝑑(𝐼1̅, 𝐼2̅) + 𝑊𝑏(𝐽) (II.12)

𝑊 = 𝑊𝑑(�̅�1, �̅�2, �̅�3) + 𝑊𝑏(𝐽) (II.13)

onde as deformações principais desviadoras e invariantes desviadores são definidos

para 𝑖 = 1,2,3 como:

�̅�𝑖 = 𝐽−1

3⁄ 𝜆𝑖 e 𝐼�̅� = 𝐽−2

3⁄ 𝐼𝑖 (II.14)

Ressalta-se que 𝐼3 = 𝐽2, logo 𝐼3 não é usado na definição de W.

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Formas particulares para a energia potencial de deformação (W):

Rivlin (1948) obteve um modelo genérico de energia de deformação para

materiais hiperelásticos incompressíveis, comumente chamado como o Modelo

Polinomial, que toma a forma da Equação II.15.

𝑊 = ∑ 𝐶𝑖𝑗(𝐼1̅ − 3)𝑖(𝐼2̅ − 3)𝑗 + ∑1

𝑑𝑘(𝐽 − 1)2𝑘𝑁

𝑘=1𝑁𝑖+𝑗=1 (II.15)

O Modelo Polinomial com N=2 é comumente usado para materiais

hiperelásticos incompressíveis como borrachas, e sua função densidade de energia de

deformação é dependente de 𝐼1̅ e 𝐼2̅, como mostra a Equação II.16. Já a formulação

para o método de Yeoh, utilizado no presente trabalho para a caracterização dos

materiais elastoméricos, é dependente apenas de 𝐼1̅ como mostra a Equação II.17

(Rivlin, 1948).

𝑊 = ∑ 𝐶𝑖𝑗𝑁𝑖+𝑗=1 (𝐼1̅ − 3)𝑖(𝐼2̅ − 3)𝑗 (II.16)

𝑊 = ∑ 𝐶𝑖03𝑖=1 (𝐼1̅ − 3)𝑖 (II.17)

Na prática há diversas razões para eliminar 𝐼2̅ da função energia de

deformação (Mehrabian, H. e Samani, A., 2008), que são:

A sensibilidade da função energia de deformação às variações em 𝐼2̅ e,

consequentemente, sua dependência em relação aos termos de 𝐼2̅ é

geralmente muito menor do que a sensibilidade às variações de 𝐼1̅;

É difícil medir a influência de 𝐼2̅ na função energia de deformação;

Eliminando os termos dependentes de 𝐼2̅ da função energia de deformação

melhora a habilidade do modelo em predizer o comportamento do

elastômero.

Ensaio de Compressão

O ensaio de compressão consiste na aplicação de um esforço axial que tende

a provocar um encurtamento ou ruptura do corpo submetido a este esforço. Com isso,

ocorre um aumento da seção transversal do corpo de prova em relação a este mesmo

eixo (material dúctil). A partir do teste de compressão é construído o diagrama tensão-

deformação semelhante ao procedimento do ensaio de tração. As mesmas máquinas

do ensaio de tração são utilizadas, apenas alterando as condições de fixação do corpo

de prova na máquina.

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O corpo de prova tem usualmente a forma cilíndrica, com relação

comprimento/diâmetro entre 2 e 8. O comprimento não deve ser muito grande para

evitar efeitos indesejáveis de flambagem. Também não deve ser muito pequeno, pois

o atrito nas superfícies de contato com a máquina de ensaio poderá prejudicar a

validade dos resultados. O atrito gera tensões na superfície de contato, impedindo o

movimento dos elementos situados nesta superfície e provocando a alteração do

formato original cilíndrico do corpo de prova durante o processo. Mais afastado da

superfície de contato, os elementos fluem radialmente para fora numa taxa

proporcional à sua distância ao centro do corpo. Este é o abaulamento ou efeito barril,

ilustrado na Figura II-17 (Thiré, 2010).

Figura II-17: Forma de Barril em Corpo de Prova sob Ensaio de Compressão (Thiré, 2010)

Para evitar o efeito barril aplica-se lubrificante na superfície superior e inferior

do corpo de prova. São utilizados óleos em geral, parafina, teflon etc. Para reter o

material de lubrificação usinam-se sulcos rasos nas superfícies, o que garante a

lubrificação durante o teste, minimizando o atrito (Thiré, 2010).

Dureza

Dureza é a propriedade característica de um material sólido que expressa sua

resistência a deformações permanentes e está inversamente relacionada com a força

de ligação dos átomos. Basicamente a dureza pode ser avaliada a partir da

capacidade de um material "riscar" o outro, como na escala de Mohs para os

minerais (tabela arbitrada de 1 a 10 na qual figuram alguns minerais em escala

crescente a partir do talco ao diamante). Outra maneira de medir a dureza é avaliar a

capacidade de um material penetrar o outro. A dureza pode ser expressa em diversas

unidades, e os processos mais comuns são mostrados na Tabela II-2 (Thiré, 2010).

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Tabela II-2: Processos Mais Comuns de Medição de Dureza (Thiré, 2010)

Dureza Materiais

Brinell Metais

Rockwell Metais

Vickers Metais, Cerâmicas

Knoop Metais, Cerâmicas

Shore Polímeros, Elastômeros, Borrachas

Barcol Alumínio, Borrachas, Couro, Resinas

IRHD Borrachas

Como observado na Tabela II-2, o método mais indicado para avaliar a dureza

de elastômeros é o Shore. Tal método consiste em medir a penetração no material

devido à aplicação da carga, e é dependente de outros fatores além da dureza, como

das propriedades viscoelásticas e da duração do ensaio.

No método Shore existem diversas escalas utilizadas em materiais com

propriedades diferentes. As mais comuns são a A e a D, sendo a A utilizada em

materiais macios e a D em materiais rígidos. No entanto, a ASTM D 2240 contém 12

escalas, sendo elas: A, B, C, D, DO, E, M, O, OO, OOO, OOO-S e R. Cada escala

resulta em um valor entre 0 e 100, sendo que valores maiores indicam um material

mais duro.

A medida de dureza é baseada na penetração de uma esfera rígida num corpo

de prova normalizado, em condições previamente fixadas. Para um material

perfeitamente elástico e isotrópico, a relação entre a profundidade de penetração de

uma esfera rígida e o módulo de Young é dada pela Equação II.18 (Thiré, 2010).

𝐹

𝐸= 0,0038(𝑅𝑝

0,65)(𝑃1,65) (II.18)

onde F é a força de penetração (em Newton); E é o Módulo de Young (em Mpa); Rp é

o raio do penetrador esférico (em mm); e P é a profundidade de penetração (em mm).

Cada valor de penetração corresponde a um grau de dureza expresso

usualmente na escala Graus Internacionais de Dureza da Borracha,

abreviadamente, GIDB (do inglês, International Rubber Hardness Degrees - IRHD). A

Figura II-18 mostra a equivalência entre dureza Shore A e dureza IRHD (GIDB).

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Figura II-18: Dureza Shore A versus Dureza IRHD (Thiré, 2010)

II.3.2 - Análises Térmicas

A análise térmica é uma das mais antigas técnicas de análise de materiais.

Durante a história, os povos usaram testes simples com calor para determinar se os

materiais eram genuínos ou falsificados. Com o surgimento dos primeiros aparelhos

de análise térmica na década de 1960, esse tipo de técnica vem sofrendo um

desenvolvimento intenso. Este item descreve as análises térmicas utilizadas para

determinar propriedades e transições do elastômero Viton®: Análise Dinâmico-

Mecânica (DMA), Calorimetria Diferencial de Varredura (DSC) e Análise

Termogravimétrica (TGA).

Análise Dinâmico-Mecânica (DMA)

A análise dinâmico-mecânica consiste, de modo geral, em se aplicar uma

tensão ou deformação mecânica oscilatória, normalmente senoidal, de baixa amplitude

a um sólido ou líquido viscoso, medindo-se a deformação sofrida por este ou a tensão

resultante. Esta resposta pode ser em função de uma variação da frequência de

oscilação ou da temperatura. Os ensaios DMA podem ser feitos aplicando-se tração,

compressão, torção, cisalhamento ou flexão na amostra (Costa, 2013).

Como resultados da análise DMA obtêm-se valores de rigidez e de

amortecimento. Os valores de rigidez são referidos como módulos de perda e de

armazenamento; enquanto que o de amortecimento é referido como tangente de delta

(tan δ). Como a força aplicada é senoidal, podemos expressar os módulos como uma

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componente em fase (módulo de armazenamento), e uma componente fora de fase

(módulo de perda). Tais componentes são definidos pelas Equações II.19 e II.20

(Costa, 2013).

Módulo de perda (viscosidade): 𝐸′′ = (𝜎0

0) 𝑠𝑒𝑛𝛿 = 𝐸 𝑠𝑒𝑛𝛿 (II.19)

Módulo de armazenamento (elástico): 𝐸′ = (𝜎0

0) 𝑐𝑜𝑠𝛿 = 𝐸 𝑐𝑜𝑠𝛿 (II.20)

onde 𝜎0 e 휀0 são as amplitudes de tensão e deformação, respectivamente; 𝐸 é o

Módulo de Young; e 𝛿 é o ângulo de fase.

A tangente de δ, também denominada como fator de perda ou amortecimento,

expressa a capacidade de um material em converter energia mecânica, e é definida

pela Equação II.21 (Costa, 2013).

𝐸′′

𝐸′=

𝐸∗ 𝑠𝑒𝑛𝛿

𝐸∗ 𝑐𝑜𝑠𝛿= 𝑡𝑎𝑛𝛿 (II.21)

A tan δ é utilizada para determinar quando ocorreu a transição vítrea, além de

diversos relaxamentos secundários que ocorrem nos polímeros. A transição vítrea é

definida como a temperatura onde segmentos maiores da cadeia passam a se

movimentar juntos e de forma coordenada. Em outras palavras, nessa transição o

polímero passa de um estado rígido (vítreo) para um estado no qual as cadeias

poliméricas possuem uma mobilidade maior. Essa mobilidade, no caso de algumas

classes de polímeros, dá origem ao comportamento de elasticidade de borracha.

Calorimetria Diferencial de Varredura (DSC)

A calorimetria diferencial de varredura (DSC) monitora os efeitos do

aquecimento associados às transições de fase e as reações químicas de polímeros.

Em um DSC são monitoradas as diferenças no fluxo de calor entre a amostra e uma

referência na mesma temperatura. A referência é um material inerte como a alumina,

ou apenas uma bandeja de alumínio vazia. Tanto a temperatura da amostra quanto a

temperatura de referência são aumentadas em uma taxa constante.

O calorímetro consiste em um suporte para a amostra e um suporte de

referência, como mostrado na Figura II-19. As bandejas suportam aproximadamente

10 mg de material. Um fluxo de gás nitrogênio é mantido sobre as amostras para criar

uma atmosfera seca. Sob cada suporte estão um calefator de resistência e um sensor

de temperatura. As correntes são aplicadas aos dois calefatores para aumentar a

temperatura na taxa selecionada. A diferença na potência dos dois suportes

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necessária para mantê-los na mesma temperatura, é usada para calcular a diferença

no fluxo de calor entre a amostra e a referência.

Figura II-19: Esquema de um Ensaio DSC3

Como o DSC é realizado em pressão constante, o fluxo de calor é equivalente

às mudanças de entalpia, dada pela Equação II.223.

(𝑑𝑞

𝑑𝑡)

𝑝=

𝑑𝐻

𝑑𝑡 (II.22)

onde 𝑑𝐻

𝑑𝑡 é o fluxo de calor medido em mcal seg-1.

A diferença no fluxo de calor entre a amostra e a referência é dada pela

Equação II.233.

∆𝑑𝐻

𝑑𝑡= (

𝑑𝐻

𝑑𝑡)

𝑎𝑚𝑜𝑠𝑡𝑟𝑎− (

𝑑𝐻

𝑑𝑡)

𝑟𝑒𝑓𝑒𝑟ê𝑛𝑐𝑖𝑎 (II.23)

Em um processo endotérmico, tal como a maioria das transições de fase, o

calor é absorvido e, conseqüentemente, o fluxo de calor para a amostra é mais

elevado do que aquele para a referência. Logo, ∆𝑑𝐻

𝑑𝑡 se torna positivo. Em um processo

exotérmico, como cristalização, formação de ligações-cruzadas (do inglês, cross-

linking), e reações de oxidação, o oposto é verdadeiro e ∆𝑑𝐻

𝑑𝑡 é negativo. Durante o

aquecimento de uma amostra da temperatura ambiente até à sua temperatura de

decomposição, por exemplo, os picos de ∆𝑑𝐻

𝑑𝑡 positivo e negativo são gravados; cada

3 Disponível em: http://www.colby.edu/chemistryPChem/lab/DiffScanningCal.pdf Acessado em 25 de maio de 2015.

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pico corresponde a um efeito do calor associado a um processo específico, tal como a

cristalização ou fusão (Figura II-20). A primeira e mais direta informação obtida de uma

curva DSC é a temperatura em que um determinado processo ocorre, por exemplo, o

ponto de fusão de um polímero. A temperatura em que uma reação, tal como a

decomposição, pode começar é outro parâmetro importante.

Figura II-20: Curva Típica de Ensaio DSC4

Para polímeros, a temperatura de transição mais importante é a transição

vítrea (Tg). A definição conceitual de Tg é aquela que, nesta temperatura, ou dentro de

alguns graus, o calor específico, o coeficiente da expansão térmica, o volume livre, e

todas as constantes dielétricas (no exemplo de um polímero polar) mudam

rapidamente. Uma vez que o comportamento mecânico dos polímeros muda

consideravelmente na temperatura de transição vítrea, esta passa a ser uma

característica importante de cada polímero. Na análise DSC, a Tg é manifestada por

uma mudança drástica na linha base. Nenhuma entalpia é associada com tal transição

(por esta razão é chamada também de uma transição de segunda ordem);

consequentemente, o efeito em uma curva de DSC é discreto e observável somente

se o instrumento for sensível o bastante.

Análise Termogravimétrica (TGA)

A análise termogravimétrica (TGA) fornece informações complementares à

análise térmica mais usada, DSC. A análise termogravimétrica mede a quantidade e a

taxa (velocidade) de variação de massa de uma amostra em função da temperatura ou

do tempo, em uma atmosfera controlada. As medidas são usadas primeiramente para

determinar a estabilidade térmica e/ou de oxidação dos materiais, assim como suas

propriedades composicionais. A técnica pode analisar os materiais que exibem tanto

perda ou ganho de massa devido à decomposição, à oxidação, ou à perda de voláteis.

É especialmente útil para o estudo de materiais poliméricos, incluindo termoplásticos,

termorígidos, elastômeros, compósitos, filmes e fibras.

4 Disponível em: http://www.colby.edu/chemistryPChem/lab/DiffScanningCal.pdf Acessado em 25 de maio de 2015.

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CAPÍTULO III - MÉTODOS

O Capítulo III é dividido em três partes. A primeira parte (item III.1) descreve os modelos

numéricos desenvolvidos para caracterizar o comportamento de uma mangueira hidráulica

convencional sob carregamentos de pressão. A segunda parte (item III.2) descreve a

caracterização dos materiais a partir de testes de tração uniaxial. As curvas tensão-deformação

obtidas são usadas como dados de entrada para o modelo numérico. A terceira parte (item III.3)

descreve os testes de resistência ao fluido hidráulico realizados com amostras de Viton®, cujo

objetivo é verificar se o polímero sofre alterações em suas propriedades quando em contato com

o fluido conduzido pela mangueira.

III.1- Modelo Numérico

Foi desenvolvido um modelo de elementos finitos bidimensional com o objetivo de

caracterizar regiões de concentração de tensão na circunferência de mangueiras hidráulicas

submetidas a carregamentos de pressão. A mangueira hidráulica, quando vazia no leito marinho,

está sujeita à pressão externa exercida pela lâmina d’água. Quando em serviço, passa a sofrer

um carregamento combinado de pressão externa e interna devido à passagem do fluido

hidráulico. O modelo é capaz de simular numericamente o processo de esmagamento da

mangueira devido à pressão externa seguido de expansão devido à pressão interna.

III.1.1 - Descrição do Modelo

O modelo numérico foi desenvolvido com o auxílio do programa comercial de elementos

finitos ABAQUS (versão 6.13), sendo constituído pela seção transversal de uma mangueira

hidráulica de três camadas, conforme mostrado na Figura III-1. As camadas interna e externa

foram modeladas com o uso de elementos sólidos, enquanto que para a camada intermediária

foram usados elementos de cabo. A geometria da seção é definida pelos valores de raio médio e

espessura de cada camada.

Com o objetivo de minimizar o tempo computacional de processamento das análises

numéricas, o modelo foi simplificado assumindo-se simetria no eixo x. Assim, apenas metade da

geometria da mangueira foi modelada, como mostra a Figura III-1.

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Figura III-1: Modelo Numérico Constituído por Mangueira Hidráulica de Três Camadas

As camadas interna e externa foram discretizadas com o uso de elementos sólidos

contínuos do tipo CPE4H, descrito detalhadamente no manual de elementos do ABAQUS

(User’s and Theory Manuals, Release 6.4, 2004). O tipo CPE4H define um elemento quadrilátero

de primeira ordem, no estado de deformações planas, com quatro nós e dois graus de liberdade

por nó (translações nodais nas direções x e y). Esse elemento utiliza interpolação bilinear e

formulação híbrida para lidar com o comportamento incompressível do material.

Para a camada intermediária de Kevlar® foram usados elementos de cabo do tipo T2D2,

também descritos detalhadamente no manual de elementos do ABAQUS (User’s and Theory

Manuals, Release 6.4, 2004). Este elemento possui dois nós e dois graus de liberdade por nó

(translações nodais nas direções x e y) e utiliza interpolação linear para o cálculo dos

deslocamentos. Para os elementos de cabo bidimensionais desabilitou-se a opção de

compressão dos elementos, que passam a ser solicitados apenas por tração. Respeitando os

valores de raio e espessura da mangueira, foi definida a área da seção transversal associada ao

elemento.

Para os elementos de cabo, a área de seção transversal é igual a 0,7744 mm2, que

corresponde à área equivalente da camada de Kevlar®, que possui espessura de 0,88 mm. Os

valores de geometria usados para a modelagem foram obtidos através de medições em

laboratório de amostras de mangueiras cedidas pela indústria, e são mostrados na Tabela III-1.

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Tabela III-1: Valores de Geometria da Mangueira Hidráulica Modelada

Camada Raio Interno (mm) Raio Externo (mm) Espessura (mm)

Interna (Poliamida 11) 5,225 5,825 0,60

Média (Kevlar®) 5,825 6,705 0,88

Externa (Poliuretano) 6,705 7,635 0,93

As mangueiras na realidade possuem geometria imperfeita, ou seja, possuem ovalização

inicial diferente de zero. Isto ocorre devido a irregularidades durante a fabricação, manuseio e

instalação. E para simular tal imperfeição foi imposta uma ovalização inicial de 1% na geometria

da mangueira. Este valor de ovalização não é conservador à medida que visualmente percebe-

se que as mangueiras de umbilicais apresentam ovalizações consideravelmente maiores.

Sabe-se da literatura que a ovalização inicial em tubos cilíndricos (∆0) pode ser definida

pela Equação III.1.

∆0=𝐷𝑚𝑎𝑥−𝐷𝑚𝑖𝑛

𝐷𝑚𝑎𝑥+𝐷𝑚𝑖𝑛 (III.1)

Tal parâmetro é calculado a partir de valores máximos e mínimos para o diâmetro, Dmax e

Dmin, respectivamente. Sabe-se também que o deslocamento radial máximo (𝑤max ) é dado pela

Equação III.2.

𝑤𝑚𝑎𝑥 = 𝑅 ∗ ∆0 (III.2)

Assim, a ovalização inicial (∆0) é idealizada a partir da Equação III.3.

𝑤0 = R ∗ ∆0 ∗ cos 2𝜃 (III.3)

Como dito anteriormente, foi imposta uma ovalização inicial (∆0) no valor de 1%; R é o

raio externo da camada de Poliamida 11, e 𝜃 varia de 0 a 90o, como mostra a Figura III-2.

Ressalta-se que a mesma imperfeição foi imposta de maneira simétrica à seção da mangueira

de coordenadas negativas em 𝜃.

Figura III-2: Ovalização Inicial da Seção da Mangueira

r

θ

0 < θ < 90o

0 < r < R

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III.1.2 - Malha de Elementos Finitos

A região mais provável de falha devido à imperfeição imposta está destacada em

vermelho na Figura III-3, e consiste na região de interesse das análises numéricas. Essa região

tem grau de refinamento maior, sendo gradualmente reduzido ao longo da circunferência da

mangueira. O refinamento da malha foi controlado através do tamanho dos elementos, que na

região de interesse tem 0,1 mm de comprimento e perdem o refinamento progressivamente até

atingirem 0,2 mm, tornando a região de interesse duas vezes mais refinada que o restante da

mangueira. Tal refinamento se repete para as três camadas, sendo que a camada interna tem 4

elementos na espessura, a camada externa tem 6 elementos, e a camada intermediária, por se

tratar de elementos de cabo, apresenta apenas um elemento na espessura. A malha de

elementos finitos pode ser observada na Figura III-3.

Figura III-3: Malha de Elementos Finitos para Mangueira de Três Camadas

III.1.3 - Modelo Constitutivo

Pelo fato da mangueira hidráulica ser constituída de três camadas com materiais

poliméricos diferentes, houve a necessidade de adotar modelos constitutivos diferentes para

caracterizar o comportamento de cada material em resposta aos carregamentos de pressão

externa, retorno elástico e aplicação de pressão interna. Em todos os modelos constitutivos e

nas equações de equilíbrio foram assumidas grandes deformações e grandes rotações.

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41

Fibra de Kevlar®

Para a camada de Kevlar®, o modelo de elementos finitos foi definido no regime elástico

segundo um comportamento isotrópico linear adotando-se módulo de elasticidade igual a 68960

MPa, e coeficiente de Poisson igual 0,36. O valor de coeficiente de Poisson foi cedido pelo

fabricante DuPont™, e o módulo de elasticidade foi obtido na Equação III.5.

O mesmo fabricante forneceu o valor de 70500 MPa para o módulo de elasticidade da

Kevlar29®, como mostra a Tabela II-1 no Capítulo II. Tal valor corresponde ao módulo de

elasticidade na direção do alinhamento da fibra e, para a simulação da seção transversal da

mangueira, necessita-se do valor do módulo na direção circunferencial. A Figura III-4 ilustra a

geometria do trançado de Kevlar®, onde na ampliação pode-se observar as componentes do

módulo de elasticidade.

Figura III-4: Geometria do Trançado de Kevlar®

Para a simulação numérica em duas dimensões da seção transversal da mangueira é

preciso calcular o valor do módulo de Young na direção do corte AA, como ilustra a Figura III-4.

O cálculo é mostrado na Equação III.4.

𝐸𝐴𝐴 = 𝐸𝑓 cos 𝛼 (III.4)

onde 𝐸𝑓 é o módulo de Young na direção da fibra; α é o ângulo entre a direção de alinhamento

da fibra e o corte AA; e 𝐸𝐴𝐴 é o módulo de Young na direção do corte.

Através de medições em laboratório de amostras da mangueira calculou-se o valor do

ângulo α igual a 12o. E sabendo que 𝐸𝑓 é igual a 70500 MPa (valor cedido pelo fabricante),

temos:

𝐸𝐴𝐴 = 70500 cos 12 .: 𝐸𝐴𝐴 = 68960 𝑀𝑃𝑎 (III.5)

α

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42

Logo, como dado de entrada para o modelo constitutivo da camada de Kevlar® foi

utilizado o valor de 68960 MPa para o módulo de Young.

Poliamida 11

Durante o processamento do liner da mangueira (por extrusão), as moléculas poliméricas

se orientam preferencialmente à direção do fluxo. Segundo Seden et al. (2013), um fenômeno

freqüentemente encontrado em polímeros semi-cristalinos orientados durante o processamento

é uma assimetria pronunciada entre as respostas à tração e à compressão que não está

presente em polímeros isotrópicos. Este tipo de assimetria é muitas vezes referido como o efeito

Bauschinger, em homenagem a um fenômeno em metais que tem a fenomenologia bastante

semelhante, mas uma teoria física diferente.

Para descrever o efeito Bauschinger, o modelo deve contabilizar as diferenças entre as

respostas à tração e à compressão que surgem como resultado de orientação molecular do

polímero. De acordo com Seden et al (2013), experimentalmente estabeleceu-se que o efeito

Bauschinger está fortemente relacionado à tensões residuais originadas durante o

processamento do polímero. Essas tensões são consideradas de natureza elástica, pois fazem o

polímero retrair-se ao seu estado não-orientado em temperaturas elevadas. No entanto,

recentemente foi demonstrado que, para capturar o efeito Bauschinger em polímeros orientados,

não basta considerar apenas as tensões elásticas, mas também a evolução da deformação

induzida pelas tensões de fluxo viscoso. Assim, o modelo constitutivo deve ser o resultado da

combinação das contribuições de tensões elásticas e viscosas. No modelo proposto por Seden

et al. (2013), a tensão elástica ao longo de um ciclo tração-compressão é responsável pelo

endurecimento cinemático; enquanto que a tensão de fluxo viscoso é responsável pela resposta

de endurecimento isotrópico.

Para fins de comparação de resultados, dois modelos constitutivos, ambos incorporando

plasticidade segundo a lei de fluxo potencial e critério de escoamento de von Mises, foram

gerados para a camada de Poliamida 11. O primeiro modelo considera regime de encruamento

isotrópico e o outro, encruamentos isotrópico e cinemático combinados. Este último tem como

objetivo a investigação do efeito Bauschinger na Poliamida 11 devido à orientação molecular

induzida pelo processamento de extrusão do liner.

No regime elástico assume-se um comportamento linear do material com módulo de

elasticidade (300 MPa) e coeficiente de Poisson (0,4) obtidos a partir de testes de tração uniaxial

(descrito no item III.2). No regime plástico, o comportamento do material é definido em termos de

tensão real e deformação plástica logarítmica.

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Poliuretano e Viton®

Para a camada externa de Poliuretano e para a camada interna de Viton® (quando

utilizado em substituição à Poliamida 11), o modelo constitutivo foi definido no regime

hiperelástico seguindo o método de Yeoh. Os valores de coeficiente de Poisson utilizados foram

de 0,5 e 0,48 para o Poliuretano e Viton®, respectivamente. Tais valores foram obtidos a partir

de ensaios de tração uniaxial. O método de Yeoh foi explicado no Capítulo II, item II.3.1. Os

testes de tração uniaxial para o Poliuretano, Viton® e Poliamida 11 são descritos no item III.2.

III.1.4 - Propriedades de Contato

O contato entre as camadas foi simulado com o uso de superfícies de contato. Para a

camada de Poliamida 11 foi definida uma superfície de contato na face externa, mostrada em

vermelho na Figura III-5(a). Esta superfície entra em contato com a superfície definida na

camada de Kevlar®, mostrada em rosa na Figura III-5(a). Para a camada de Poliuretano, cuja

face interna faz contato com a camada de Kevlar®, foi definida a superfície de contato mostrada

em vermelho na Figura III-5(b).

Figura III-5: Superfícies de Contato entre as Camadas (a) Poliamida 11 e Kevlar; (b) Kevlar® e Poliuretano

Durante a aplicação do passo de carga de pressão externa, o alto nível de deformações

experimentado pela mangueira faz com que ela tenda a se “fechar”, provocando o contato entre

as partes superior e inferior da face interna. Para simular este contato, fez-se uma divisão na

geometria da camada interna na coordenada y=0, criando duas regiões independentes, como

pode ser observado no destaque da Figura III-6. Para cada uma dessas regiões foi definida uma

superfície de contato, mostradas nas cores rosa e vermelho na mesma Figura III-6.

(a) (b)

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Figura III-6: Contato para a Camada Interna

O contato entre as superfícies foi modelado adotando-se uma formulação de pequenos

deslizamentos. De acordo com essa formulação assume-se que, mesmo que os corpos sofram

grandes movimentos, as superfícies de contato devem sofrer deslizamentos relativamente

pequenos uma em relação à outra. Uma das superfícies deve ser definida como a superfície

“mestre” e, por conseguinte, a outra deve ser definida como a superfície “escrava”. A formulação

assume que as superfícies podem sofrer rotações arbitrárias, mas cada nó da superfície escrava

deve interagir com uma mesma área da superfície mestre ao longo de toda a análise. O contato

é estabelecido através do uso de elementos de contato. Esses elementos são internamente

utilizados pelo ABAQUS para “cobrir” a superfície escrava (Pinheiro, 2006).

Na definição do contato entre as camadas de Poliamida 11 e Kevlar®, a superfície

externa da Poliamida 11 foi definida como sendo a superfície mestre, enquanto a superfície

média do Kevlar® foi definida como a superfície escrava. Tal superfície escrava foi criada em

duplicata para fazer contato também com a superfície interna do Poliuretano, que foi definida

como superfície mestre. Para o contato da face interna da camada de Poliamida 11 durante o

“fechamento” da mangueira, a face superior foi definida como superfície escrava, e a face inferior

por sua vez, como superfície mestre.

Vale ressaltar que a superfície de contato criada na camada de Kevlar®, apesar de ter

sido posicionada na coordenada x igual ao raio médio da camada, teve suas propriedades

transferidas para o limite de contato com as camadas interna e externa da mangueira. Ou seja, a

detecção do contato ocorre na coordenada x igual ao raio interno da camada de Kevlar® (para

contato com a Poliamida 11), e em x igual ao raio externo (para contato com o Poliuretano). Os

valores de raio interno e externo da camada de Kevlar® são mostrados na Tabela III-1. Esse

recurso de detecção de contato a uma distância pré-estabelecida da superfície de contato criada

está disponível no ABAQUS com o uso do comando “clearance”.

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III.1.5 - Condições de Contorno

O modelo de elementos finitos foi gerado segundo o sistema de coordenada global

cartesiano. No entanto, para efeito de aplicação de carregamento, condições de contorno e

análise de resultados, trabalha-se com um sistema de coordenadas cilíndricas nos nós. Assim,

os deslocamentos nas direções x e y correspondem às direções radial (vetor em azul, de

numeração 1 na Figura III-7) e circunferencial (vetor em amarelo, de numeração 2 na Figura

III-7), respectivamente.

Figura III-7: Sistema de Coordenadas Cilíndricas

Nas análises de carregamento radial são impostas condições de simetria através da

restrição dos deslocamentos nodais na direção x, dos nós contidos no plano global x-y na

posição x=0.

III.1.6 - Carregamento

O modelo compreende os passos de carga de aplicação de pressão externa na camada

de Poliuretano, seguido de aplicação de pressão interna na camada de Poliamida 11. Os

esforços produzidos através do contato entre as camadas da mangueira são incorporados ao

modelo numérico a partir da definição de superfícies de contato, conforme descrito no item

III.1.4.

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O primeiro passo de carga consiste na aplicação de pressão uniformemente distribuída à

superfície externa da camada de Poliuretano (Figura III-8(a)). Esse carregamento simula a

pressão que a mangueira sofre estando vazia no leito marinho. No segundo passo de carga,

prescreve-se pressão interna uniformemente distribuída à superfície interna da camada de

Poliamida 11 (Figura III-8(b)). Esse carregamento simula a pressão que a mangueira sofre

quando em serviço, conduzindo fluido hidráulico.

Figura III-8: Passos de Carga para o Modelo Numérico

Para garantir a convergência do modelo, foram determinados incrementos iniciais,

mínimos e máximos para cada passo de carga. Para a aplicação de pressão externa foi definido

incremento inicial de 0,005, mínimo de 10-9, e máximo de 0,1. Para o segundo passo de carga o

incremento inicial foi de 0,0001, mínimo de 10-9, e máximo 0,02. Dessa forma, impõe-se que os

passos de carga de aplicação de pressão tanto externa quanto interna sejam realizados com

incrementos suficientemente pequenos para que haja convergência da análise. Estes valores

foram obtidos através de análises numéricas preliminares, cujo objetivo era encontrar valores de

incremento que combinassem convergência do modelo com o menor tempo computacional de

processamento da análise.

Para a análise estática foi usado um fator de amortecimento para estabilizar as forças

internas e externas a cada incremento. A estabilização da análise via fator de amortecimento

está explicada de forma detalhada no manual do ABAQUS. Segundo este manual, a

estabilização automática com um fator de amortecimento constante normalmente funciona bem

para diminuir instabilidades e eliminar modos de corpo rígido, sem ter um grande efeito sobre a

(a) (b)

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solução. No entanto, não há garantia de que o valor do fator de amortecimento seja ideal ou

mesmo adequado, em alguns casos.

Para alguns modelos é necessário aumentar o fator de amortecimento se a convergência

não ocorrer, ou diminuir o fator de amortecimento se ocorrer distorção da solução. Portanto, a

obtenção de um valor ideal para o fator de amortecimento é um processo manual que requer

tentativa e erro, até que uma solução convergente seja obtida e a energia dissipada na

estabilização seja suficientemente pequena. Após algumas análises numéricas preliminares

chegou-se a um fator de amortecimento de 0,0004 para o carregamento de pressão externa, e

0,0005 para o carregamento de pressão interna.

III.2 - Caracterização dos Materiais - Testes de Tração Uniaxial

Como dados de entrada para os modelos constitutivos da Poliamida 11, Viton® e

Poliuretano descritos no item III.1.3, o software ABAQUS requer as curvas tensão-deformação

dos materiais. E para tal, foram realizados testes de tração uniaxial, que são descritos a seguir.

Para a caracterização da Poliamida 11, Poliuretano e Viton®, os materiais recebidos dos

respectivos fabricantes foram processados no Laboratório de Processamento e Caracterização

de Materiais (LPCM) da COPPE para a confecção de amostras. Para a Poliamida 11, o material

foi prensado com uma carga de 6 toneladas por cinco minutos a 220oC seguido de um

resfriamento controlado conduzido à temperatura de 80°C, sob uma carga de meia tonelada, por

dez minutos. Após este tempo foi realizado outro resfriamento, agora à temperatura ambiente,

por um intervalo de cinco minutos. Foi feito o condicionamento da Poliamida 11 com umidade a

50%. Os corpos de prova são padronizados de acordo com a ASTM D638 (Tipo I).

Para o Poliuetano, o material foi cunhado e foram fabricados corpos de prova de acordo

com a ASTM D638 (Tipo I). Para o Viton®, o material também foi cunhado sendo fabricados

corpos de prova de acordo com a ISO 37 (Tipo II). Os corpos de prova são mostrados na Figura

III-9, e suas dimensões mostradas na Tabela III-2.

A norma usada para o Poliuretano (ASTM D638) se refere a teste de tração uniaxial em

plásticos. O ideal seria fazer os testes de tração uniaxial seguindo alguma rnorma para

elastômero, como feito para o Viton®. Porém, devido à exiguidade de tempo, não foi possívell

cunhar novos corpos de prova, e optou-se por utilizar as amostras normatizadas que já existiam

no laboratório.

Os testes de tração uniaxial para a Poliamida 11 e o Poliuretano foram realizados à taxa

de deformação de 50 mm/min, e para o Viton®, a 500 mm/min. Os três ensaios foram realizados

em uma máquina eletromecânica INSTRON com célula de carga de capacidade de 10 kN no

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Laboratório de Processamento e Caracterização de Materiais (LPCM) da COPPE, com a taxa de

deformação controlada por um extensômetro óptico.

Figura III-9: Corpos de Prova de a) Poliuretano 11; b) Poliamida; c) Viton®

Tabela III-2: Dimensão dos Corpos de Prova para Ensaios de Tração Uniaxial

Corpo de Prova em Forma de Gravata

Dimensões (mm) Poliuretano Poliamida 11 Viton®

A 165 148 75

B 57 57 25

C 13 13 4

D 19 19 125

E 7 3 2

Entre os cinco corpos de prova testados de Poliamida 11, dois falharam fora da parte útil.

Isto se explica pela presença de alguma imperfeição (como bolhas) na estrutura do material, ou

imperfeições na geometria do corpo de prova devido a ineficiências no processamento. As

curvas tensão-deformação dessas amostras foram descartadas porque não representavam o

comportamento real do material. As curvas de tensão versus deformação de engenharia e

curvas de tensão real versus deformação logarítmica são mostradas nas Figuras III-10(a) e (b),

respectivamente.

(b)

(c)

(a)

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Figura III-10: Curvas Tensão-Deformação para Poliamida 11 (a) Valores de Engenharia; (b) Valores Reais

Das três curvas tensão-deformação mostradas na Figura III-10(b), definiu-se uma curva

média de tensão real versus deformação logarítmica representativa do comportamento da

Poliamida11. A curva média, assim como o cálculo do Módulo de Young do material, são

mostrados na Figura III-11.

Figura III-11: Curva Média Representativa da Poliamida 11

O modelo constitutivo do Viton® é alimentado com os pontos da curva de tensão-

deformação de engenharia, e não com os valores logarítmicos como no caso da Poliamida 11.

Definiu-se então uma curva média de tensão versus deformação de engenharia representativa

(a) (b)

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do comportamento do Viton®. As curvas de tensão versus deformação de engenharia e a curva

média são mostradas nas Figuras III-12(a) e (b), respectivamente.

Figura III-12: (a) Curvas Tensão-Deformação para o Viton® em Valores de Engenharia; (b) Curva Média

Representativa do Viton®

A partir da curva tensão-deformação da Figura III-12(b), pode-se perceber um

comportamento hiperelástico do material. Como explicado no Capítulo II, os modelos

constitutivos hiperelásticos são definidos em função da densidade de energia de deformação,

visto que não é considerado atingir a plasticidade. Utilizando o método de Yeoh para a função

densidade de energia, o software ABAQUS usou os dados da curva mostrada na Figura III-12(b)

para calcular as constantes e os invariantes necessários para a execução do método.

Assim como o Viton®, o Poliuretano também é um material elastomérico, e por isso foi

utilizado o mesmo modelo constitutivo de hiperelasticidade para ambos os materiais. Para os

testes de tração com o Poliuretano, as curvas de tensão versus deformação de engenharia e a

curva média são mostradas nas Figuras III-13(a) e (b), respectivamente.

Na Figura III-13(a) se verificam as curvas de apenas quatro corpos de prova de

Poliuretano, isso se deve ao mau comportamento do corpo de prova número cinco, cujo

resultado do teste de tração foi considerado não representativo devido à presença de bolhas no

corpo de prova.

(a) (b)

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Figura III-13: Curvas de Tensão versus Deformação de Engenharia para o Poliuretano

III.3 - Testes de Resistência ao Fluido Hidráulico

A avaliação do comportamento do Viton® após contato com o fluido hidráulico foi feita

através de teste de compatibilidade. Corpos de prova padronizados foram colocados em contato

com o fluido hidráulico (525-HW) em sistemas construídos especificamente para imersão. As

amostras foram mantidas a uma temperatura de 60°C por um período de 270 dias para futura

avaliação. Ensaios mecânicos (tração, compressão e dureza) e análises térmicas (DMA, DSC e

TGA) foram realizados em cinco tempos pré-definidos: após 15, 30, 60, 120 e 270 dias de

imersão. Além disso, após cada retirada as amostras foram secas e pesadas para o controle de

variação de massa. Após cada pesagem, as amostras foram devolvidas ao banho para a

continuação dos testes.

Ressalta-se que as análises dinâmico-mecânicas (DMA), diferentemente dos demais

testes, foram realizadas em apenas quatro tempos de envelhecimento: 15, 30, 60 e 120 dias.

Isso se deu devido à exiguidade de corpos de prova normatizados. A Figura III-14 ilustra o

sistema de imersão das amostras.

(a) (b)

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Figura III-14: (a) Reator Vazio com as Amostras de Viton®; (b) Reatores com as Amostras Imersas em

Fluido Hidráulico; (c) Sistema de Imersão das Amostras Mantido a 60oC

Teste de Compressão

O teste de compressão (ISO 7743) foi realizado em máquina eletromecânica INSTRON

com célula de carga de 10 kN e velocidade de 10 mm/min com corpos de prova de forma

cilíndrica (diâmetro de 13 mm e altura de 6,5 mm). As placas de metal foram lubrificadas para

evitar a formação de perfil de barril na amostra durante a compressão. Foi utilizado lubrificante

de silicone do tipo SiliSpray® da marca Ultra Lub®. Os ensaios foram realizados no Laboratório

de Processamento e Caracterização de Materiais (LPCM) da COPPE/UFRJ. A Figura III-15

ilustra a geometria dos corpos de prova e o equipamento utilizado para o teste.

(a) (b)

(c)

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Figura III-15: Corpo de Prova e Equipamento para Teste de Compressão do Viton®

As amostras foram centralizadas na máquina de teste e os valores de deformação

aproximados pelo curso do travessão até uma deformação limite de 25% ser alcançada. Em

seguida, a amostra foi submetida a descarregamento na mesma velocidade de 10 mm/min e os

ciclos de compressão e descarregamento repetidos três vezes (ISO 7743). Após os três ciclos, o

material sofreu compressão uma quarta vez e a curva força-deformação foi registrada.

Teste de Tração

O ensaio de tração (ISO 37) foi realizado a temperatura ambiente em máquina

eletromecânica INSTRON com célula de carga de 10 kN, velocidade de 500 mm/min e

extensômetro óptico, utilizando garra pneumática. Os ensaios de tração foram realizados no

Laboratório de Processamento e Caracterização de Materiais (LPCM) da COPPE/UFRJ. A

Figura III-16 ilustra a geometria dos corpos de prova e o equipamento utilizado para o teste.

Figura III-16: Corpo de Prova e Equipamento para Teste de Tração do Viton®

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Teste de Dureza Shore A

Para teste de dureza (ASTM D 2240), utilizou-se um durômetro INSTRON modelo 9130-

035 com carga de 1kgf. De acordo com a norma, o indentador deve ser pressionado sobre a

amostra por 10 segundos em cinco pontos aleatórios do material. No entanto, para uma melhor

avaliação das amostras envelhecidas, além deste tempo de 10s, foram também efetuadas

medições em 5, 15 e 20 segundos com a mesma carga. Os ensaios de dureza Shore A foram

realizados no Centro de Pesquisas de Energia Elétrica (Cepel) da UFRJ.

Análise Dinâmico-Mecânica (DMA)

A análise dinâmico-mecânica por compressão da amostra foi realizada em equipamento

DMA 242 NETZSCH de acordo com a norma ASTM E2254. As condições do ensaio foram: força

dinâmica e estática de 6 e 0,4 N respectivamente, constantes no intervalo de temperatura de -50

a 130°C; taxa de aquecimento de 2 k/min, sob atmosfera de nitrogênio (50 ml/min); frequência

de 1Hz e amplitude de 30µm. O corpo de prova de seção transversal cilíndrica tem dimensões

12,5 mm de diâmetro e 5 mm de altura. As análises DMA foram realizadas no Laboratório de

Processamento e Caracterização de Materiais (LPCM) da COPPE/UFRJ.

Em virtude da falta de uma bibliografia sobre análise dinâmico-mecânica por compressão

em elastômeros, foram realizados ensaios preliminares para estabelecer os melhores

parâmetros para a análise. Na Figura III-17 são mostradas as tentativas dos autores até a

obtenção dos parâmetros ideais para os testes. Para todos os ensaios preliminares a faixa de

temperatura e o fator de proporcionalidade foram mantidos constantes e iguais a -50 a 130oC, e

1,1, respectivamente.

O primeiro teste foi feito na frequência de 1 Hz e amplitude de 5 µm. Os valores das

forças foram de 0,8 N para estática, e 0,7 N para força dinâmica. O resultado do teste é

mostrado na Figura III-17(a). Após o ensaio observou-se a presença de muito ruído em

temperaturas negativas, o que poderia estar associado à acomodação do corpo de prova entre

as placas do equipamento. Buscando a redução desses ruídos, optou-se por aumentar a

amplitude para um valor de 50 µm, e os resultados são mostrados na Figura III-17(b). Após esse

segundo ensaio percebeu-se que ainda havia ruídos nos resultados e optou-se por aumentar os

valores da força estática e dinâmica para 1 e 0,9 N, respectivamente. Os resultados são

mostrados na Figura III-17(c). Ainda com um gráfico com alto índice de ruídos em temperaturas

negativas, os autores resolveram aumentar ainda mais os valores das forças estática e dinâmica

para 0,2 e 3N, respectivamente. Os resultados são mostrados na Figura III-17(d).

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Após o quarto ensaio (Figura III-17(d)), percebeu-se uma redução considerável do nível

de ruídos em comparação aos ensaios anteriores. Assim, estabeleceu-se que os parâmetros

ideais seriam baixa frequência, alta amplitude, e elevada força dinâmica em relação à estática. A

Figura III-18 mostra os resultados do teste com os parâmetros finais: frequência de 1 Hz,

amplitude de 30 µm, força estática de 0,4 N e força dinâmica de 6 N.

Figura III-17: Análises Dinâmico-Mecânicas Preliminares

Figura III-18: Ensaio com os Parâmetros de Teste Finais

(a)

(d) (c)

(b)

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Análise de Calorimetria Diferencial por Varredura (DSC)

As análises de calorimetria diferencial por varredura (DSC) das amostras de Viton®

virgens e envelhecidas foram realizadas em equipamento TA modelo DSC Q 1000, sob fluxo de

nitrogênio a vazão de 50ml/min. A massa de amostra utilizada foi em torno de 5,0 mg. A amostra

foi aquecida de -80ºC a 180ºC a uma taxa de 20ºC/min, seguido de resfriamento rápido até

-80ºC, com posterior aquecimento de -80ºC até 180ºC a 20ºC/min. As análises DSC foram

realizadas no Instituto de Macromoléculas (IMA) da UFRJ.

Análise Termogravimétrica (TGA)

O ensaio TGA foi realizado em balança termogravimétrica PYRIS 1 TGA, da PerkinElmer,

baseado na norma ASTM D6370. Cerca de 10 mg de amostra foram pesadas e aquecidas a

partir de 20°C, em atmosfera inerte (nitrogênio), a uma taxa de 20°C/min até 500°C. Em seguida,

a atmosfera do forno foi trocada para oxigênio até a temperatura de 800°C. As análises TGA

foram realizadas no Núcleo de Biocombustíveis e Derivados do Petróleo da UFRJ.

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57

CAPÍTULO IV - RESULTADOS

O Capítulo IV descreve os resultados dos testes experimentais e análises

computacionais obtidos. O capítulo está dividido em duas partes, sendo que a primeira

delas (item IV.1) descreve os resultados dos modelos numéricos; e a segunda (item

IV.2) descreve os resultados dos testes de resistência ao fluido hidráulico realizados

com o elastômero fluorado Viton®.

IV.1 - Resultados dos Modelos Numéricos

Para determinar os valores que seriam aplicados nos carregamentos de

pressão externa e interna, foram feitas simulações preliminares com o objetivo de

estabelecer níveis de pressão que garantissem convergência do modelo para ambos

os materiais (Poliamida 11 e Viton®), e que deformassem os materiais em níveis

elevados para a comparação entre os modelos. Assim, foi aplicada uma pressão

externa à camada de Poliuretano no valor de 2 MPa, simulando o carregamento

experimentado por uma mangueira hidráulica convencional que se encontra vazia. E

para a pressão interna, foi determinado um valor de 15 MPa, simulando a passagem

do fluido hidráulico pelo liner.

Os resultados dos modelos numéricos são apresentados em termos de tensões

equivalentes de von Mises e deformações plásticas equivalentes (PEEQ). São

mostradas também as componentes circunferenciais de deformação plástica (PE22),

elástica (EE22) e logarítmica total (LE22). Por convenção adotam-se as deformações

sob tração como positivas, e as deformações sob compressão como negativas.

Para o carregamento de pressão externa no valor de 2 MPa a Figura IV-1

ilustra a superposição da geometria deformada (em verde) com o contorno

indeformado da mangueira.

Para o carregamento de pressão externa a mangueira de Poliamida 11

apresentou elevadas tensões equivalentes de von Mises (até 44 MPa), e deformações

plásticas equivalentes de +48%. Em relação às componentes circunferenciais,

percebemos deformações plásticas de até -43%, elásticas de aproximadamente -17%,

e deformações totais (elástica + plástica) em torno de -58%. Os resultados são

mostrados na Figura IV-2.

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Figura IV-1: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado após Aplicação de Pressão Externa

(a)

(a)

(b)

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Figura IV-2: Resultados do Carregamento de 2 MPa de Pressão Externa para a Mangueira com

Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b) Deformações Plásticas

Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22); (d) Deformações Elásticas (EE22); (e)

Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

Para o carregamento de pressão interna aplicada à camada de Poliamida 11

no valor de 15 MPa, a superposição da geometria deformada (em verde) com o

contorno indeformado ao longo do carregamento é mostrada na Figura IV-3.

(d)

(e)

(c)

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Figura IV-3: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado na Carga Limite de Pressão Interna

Para o carregamento de pressão interna a mangueira apresentou tensões

equivalentes de von Mises de até 50 MPa para a camada de Poliamida 11, e 107 MPa

para a camada de Kevlar®. Para deformações plásticas equivalentes, a camada de

Poliamida 11 apresentou valor máximo de +76%. Esses resultados são mostrados nas

Figuras IV-4(a) e (b), respectivamente.

A camada de Poliamida 11 apresentou regiões de deformação sob tração e

regiões sob compressão. Analisando a face interna desta camada, percebemos que

esta região apresenta -18% de deformação plástica (região em azul na Figura IV-4(d)),

e +16% de deformação elástica (região em vermelho na Figura IV-4(c)), totalizando -

2% de deformação logarítmica (região em azul na Figura IV-4(e)).

(a) (b)

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Figura IV-4: Resultados do Carregamento de 15 MPa de Pressão Interna para a Mangueira

com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b) Deformações Plásticas

Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Elásticas (EE22); (d) Deformações Plásticas (PE22); (e)

Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

IV.1.1 - Substituição da Poliamida 11 pelo Viton®

Para a simulação numérica usando o Viton® como material da camada interna

da mangueira, foi mantida a mesma geometria, tipo de elementos, propriedades de

contato e condições de contorno do modelo para a Poliamida 11. Houve uma mudança

na malha de elementos finitos, que ficou menos refinada devido à dificuldade de

(c) (d)

(e)

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62

convergência ao utilizar o mesmo grau de refinamento do modelo com Poliamida 11.

Foram feitas simulações para o modelo com Viton® utilizando vários refinamentos

diferentes até que o equilíbrio entre precisão de resultados e o menor processamento

computacional possível fosse obtido. Assim como no modelo para a Poliamida 11, o

refinamento foi controlado através do tamanho dos elementos. Na região de interesse

os elementos têm 0,15 mm de comprimento, e aumentam progressivamente até

atingirem 0,25 mm, tornando a região de interesse mais refinada que o restante da

mangueira. Tal refinamento se repete para as três camadas, como mostra a Figura

IV-5.

Figura IV-5: Malha de Elementos Finitos para o Modelo Numérico com Viton®

Em relação ao carregamento, também foram prescritos dois passos de carga,

um de pressão externa à camada de Poliuretano e outro de pressão interna à camada

de Viton®. Após algumas análises numéricas preliminares chegou-se a um valor para

o fator de amortecimento de 0,003 para o carregamento de pressão externa, e 0,005

para o carregamento de pressão interna. Em relação ao tamanho do incremento, os

valores que garantiram a convergência do modelo com o menor tempo computacional

de processamento foram de 0,05 para incremento inicial, mínimo de 10-9 e máximo de

0,1 para ambos os carregamentos de pressão.

Para fins de comparação de resultados entre a mangueira hidráulica com o

liner de Poliamida 11 e Viton®, optou-se por aplicar os mesmos carregamentos em

ambos os modelos: 2 MPa de pressão externa, e 15 MPa de pressão interna. Assim

como para a Poliamida 11, os resultados de deformação para a mangueira com o

Viton® também são apresentados em termos de sua componente circunferencial. No

caso do Viton®, porém, são apresentadas apenas as deformações logarítmicas totais

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(LE22), visto que este material tem comportamento hiperelástico, não apresentando

plasticidade. Para o carregamento de pressão externa a Figura IV-6 ilustra a

superposição da geometria deformada (em verde) com o contorno indeformado da

mangueira.

Figura IV-6: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado na Carga Limite de

Pressão Externa

Os resultados para o carregamento de pressão externa são mostrados na

Figura IV-7, onde percebemos, para camada de Viton®, tensões equivalentes de von

Mises de até 10 MPa, e deformações logarítmicas que chegam a -49%.

Figura IV-7: Resultados do Carregamento de 2 MPa de Pressão Externa para a Mangueira com

Liner de Viton® (a)Tensões de von Mises (em MPa); (b) Deformações Logarítmicas

(a)

(b)

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Para o carregamento de pressão interna no valor de 15 MPa, a superposição

da geometria deformada (em verde) com o contorno indeformado ao longo do

carregamento é mostrada na Figura IV-8.

Figura IV-8: Configuração Indeformada sobre o Contorno Deformado na Carga Limite de

Pressão Interna

Para o carregamento de pressão interna a mangueira apresentou tensões

equivalentes de von Mises de até 110 MPa para a camada de Kevlar®, e em torno de

9 MPa para a camada de Viton®. Apresentou também deformações logarítmicas que

chegam a +18%. Tais valores são mostrados nas Figuras IV-9(a) e (b),

respectivamente.

Figura IV-9: Resultados do Carregamento de 15 MPa de Pressão Interna para Mangueira com

Liner de Viton® (a)Tensões de von Mises (em MPa); (b) Deformações Logarítmicas

(a) (b)

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65

IV.1.2 - Estudo de Caso - Comportamento da Poliamida 11

Este item descreve o estudo de caso realizado com o objetivo de avaliar o

comportamento da Poliamida 11 quando submetida a níveis de carregamento

próximos ao experimentado pela mangueira quando em serviço. Para o mesmo

modelo numérico utilizado nas simulações anteriores, foi aplicada uma pressão

externa no valor de 5 MPa, seguido de pressão interna no valor de 35 MPa.

Sabendo que os umbilicais submarinos são linhas que conectam a unidade de

produção ao manifold ou à ANM, constata-se que as mangueiras hidráulicas sofrem

diferentes carregamentos de pressão ao longo do seu comprimento. A pressão

externa está relacionada à lâmina d’água, à profundidade que aquele trecho da

mangueira se encontra. Enquanto que a pressão interna é aproximadamente

constante devido à passagem do fluido hidráulico. O carregamento de pressão externa

no valor de 5 MPa corresponde ao carregamento sofrido por uma mangueira hidráulica

vazia em uma profundidade de aproximadamente 500 m. O valor de 35 MPa para

pressão interna está de acordo com a pressão de serviço de mangueiras hidráulicas

convencionais, que varia de 2000 a 5000 psi (14 a 35 MPa).

Este item também descreve um estudo comparativo entre o comportamento da

Poliamida 11 considerando dois modelos constitutivos diferentes. Como explicado no

Capítulo III, item III.1.3, para a Poliamida 11 foi adotado um modelo constitutivo

incorporando plasticidade segundo a lei de fluxo potencial. Em um primeiro momento

foi adotado o critério de escoamento de von Mises com encruamento isotrópico. E em

uma segunda análise, adotou-se escoamento de von Mises com encruamentos

isotrópico e cinemático combinados. Para o segundo caso, ao combinar os dois

modelos (isotrópico e cinemático), passa-se a incluir o efeito Baushinger na análise.

Modelo Considerando Encruamento Isotrópico para Poliamida 11

Para carregamento de pressão externa no valor de 5 MPa, a mangueira

apresentou elevadas tensões equivalentes de von Mises (até 51 MPa), e deformações

plásticas equivalentes de até +67%. Para as componentes circunferenciais, o valor

máximo para a deformação plástica foi de -59%, deformação elástica de -18%, e

deformações logarítmicas totais de -77%. Tais valores são mostrados na Figura IV-10.

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(a)

(c)

(b)

(d)

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Figura IV-10: Resultados do Carregamento de 5 MPa de Pressão Externa para a Mangueira

com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b) Deformações Plásticas

Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22); (d) Deformações Elásticas (EE22); (e)

Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

Para carregamento de pressão interna no valor de 35 MPa, a mangueira

apresentou tensões equivalentes de von Mises de até 250 MPa para a camada de

Kevlar®, 70 MPa para a camada de Poliamida 11, e deformações plásticas

equivalentes no valor de +121%. Esses resultados são mostrados nas Figura IV-11(a)

e (b), respectivamente. Para as componentes circunferenciais de deformação, os

resultados são mostrados nas Figuras IV-11(c), (d) e (e) para deformação plástica,

elástica, e logarítmica total, respectivamente.

(a) (b)

(e)

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Figura IV-11: Resultados do Carregamento de 35 MPa de Pressão Interna para a Mangueira

com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b) Deformações Plásticas

Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22); (d) Deformações Elásticas (EE22); (e)

Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

Em relação às deformações na direção circunferencial, percebemos que a

camada de Poliamida 11 apresenta duas regiões com interpretações distintas. Para a

face interna da camada percebemos deformações plásticas no valor de -22% (região

em azul na Figura IV-11(c)), e deformações elásticas de +21,5% (região em vermelho

na Figura IV-11(d)), o que praticamente zera as deformações totais nessa região,

como observado na Figura IV-11(e). Já para a região mais externa da camada de

Poliamida 11, percebemos deformações totais em torno de 6 a 7% (Figura IV-11(e)),

(e)

(c) (d)

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69

resultado da soma das deformações plásticas no valor de +15% (região em vermelho

na Figura IV-11(c)), e deformações elásticas no valor de -9,6% (região em azul na

Figura IV-11(d)).

Modelo Considerando Encruamentos Isotrópico e Cinemático

Combinados para Poliamida 11

Para carregamento de pressão externa no valor de 5 MPa, a mangueira

apresentou tensões equivalentes de von Mises em torno de 63 MPa, e deformações

plásticas equivalentes no valor de +73%, como mostrado nas Figuras IV-12(a) e (b),

respectivamente. Para as componentes na direção circunferencial, percebemos um

valor em torno de -59% para deformação plástica (região em azul na Figura IV-12(c)),

aproximadamente -20% de deformação elástica (região em azul na Figura IV-12(d)),

totalizando deformações logarítmicas em torno de -79% para a camada de Poliamida

11 (região em azul na Figura IV-12(e)).

(a)

(b)

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Figura IV-12: Resultados do Carregamento de 35 MPa de Pressão Externa para a Mangueira

com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b) Deformações Plásticas

Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22); (d) Deformações Elásticas (EE22); (e)

Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

Para carregamento de pressão interna no valor de 35 MPa, a mangueira

apresentou tensões equivalentes de von Mises de até 34 MPa para a camada de

Poliamida 11, e 259 MPa para a camada de Kevlar® (Figura IV-13(a)). Em relação às

deformações, a camada de Poliamida 11 apresentou deformação equivalente máxima

de +138% (Figura IV-13(b)). Para a face desta camada em contato com o Kevlar®,

percebe-se a componente plástica circunferencial no valor de +6,5% (região em

vermelho na Figura IV-13(c)), elástica de -1,7% (região em azul na Figura IV-13(d)), e

deformação logarítmica em torno de +5% (região em amarelo na Figura IV-13(e)).

(c)

(e)

(d)

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Figura IV-13: Resultados do Carregamento de 35 MPa de Pressão Interna para a Mangueira

com Liner de Poliamida 11 (a) Tensões Resultantes (em MPa); (b) Deformações Plásticas

Equivalentes (PEEQ); (c) Deformações Plásticas (PE22); (d) Deformações Elásticas (EE22); (e)

Deformações Logarítmicas Totais (LE22)

(a) (b)

(c) (d)

(e)

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72

IV.2 - Resultados dos Testes de Resistência ao Fluido

Hidráulico

Durante 270 dias, amostras de Viton® foram mantidas imersas em fluido

hidráulico a 60oC. Em períodos pré-estabelecidos foi realizada a pesagem das

amostras, além de testes mecânicos e térmicos, cujos resultados são mostrados a

seguir.

IV.2.1 - Análise de Variação de Massa

Durante 270 dias, amostras de Viton® ficaram imersas em fluido hidráulico a

60oC e a variação de massa das mesmas foi medida. O cálculo da variação de massa

do corpo de prova (CP) em relação ao início do teste foi feito utilizando a Equação

IV.1.

∆𝑚(𝑡) =(𝑚𝑡−𝑚0) 100

𝑚0 (IV.1)

onde 𝑚𝑡 é a massa do corpo de prova em determinado tempo de envelhecimento (15,

30, 60, 120 ou 270 dias), e 𝑚0 é a massa do corpo de prova no início do teste.

Os valores obtidos são mostrados na Tabela IV-1.

Tabela IV-1: Variação de Massa Durante Teste de Envelhecimento

Massa (g) Variação de massa em relação ao

início do teste (%)

𝒎𝟎 𝒎𝟏𝟓 𝒎𝟑𝟎 𝒎𝟔𝟎 𝒎𝟏𝟐𝟎 𝒎𝟐𝟕𝟎 ∆𝒎𝟏𝟓 ∆𝒎𝟑𝟎 ∆𝒎𝟔𝟎 ∆𝒎𝟏𝟐𝟎 ∆𝒎𝟐𝟕𝟎

CP1 1,357 1,360 1,364 1,366 1,371 1,422 0,257 0,552 0,707 1,046 4,797

CP2 1,415 1,419 1,422 1,424 1,429 1,483 0,303 0,544 0,678 1,017 4,838

CP3 1,386 1,390 1,394 1,396 1,400 1,451 0,317 0,540 0,685 1,038 4,738

CP4 1,405 1,408 1,412 1,414 1,419 1,463 0,256 0,533 0,697 1,024 4,170

CP5 1,414 1,418 1,422 1,424 1,429 1,473 0,282 0,530 0,678 1,038 4,237

Média -- -- -- -- -- -- 0,283 0,541 0,685 1,038 4,738

Desvio

Padrão -- -- -- -- -- -- 0,027 0,009 0,012 0,011 0,324

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73

Para a elaboração do gráfico de variação de massa versus tempo de

envelhecimento do Viton®, foram usados os valores de média e desvio padrão

mostrados na Tabela IV-1. O gráfico é mostrado na Figura IV-14.

Figura IV-14: Variação de Massa Durante Teste de Envelhecimento

Analisando a Figura IV-14 podemos perceber que o peso das amostras

cresceu comparando os valores no começo dos testes em no máximo 4,7%; o que

indica que as amostras absorveram uma quantidade pequena de fluido hidráulico.

Analisando o gráfico percebemos também que com 270 dias de envelhecimento não

foi possível estabelecer uma tendência, seja de crescimento ou estabilização, dos

valores de variação de massa.

IV.2.2 - Testes de Compressão

Para os testes de compressão, as propriedades de tensão e deformação foram

extraídas da parte compressiva do último ciclo do diagrama força-deformação (Figura

IV-15).

Figura IV-15: Diagrama Força-Deformação (ISO7743, 2008)

Deformação

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74

Os módulos de compressão são dados pela Equação IV.2:

𝐸 =𝐹𝑖

𝐴 𝑖 (IV.2)

onde 𝐹𝑖 é a força a 𝑖% de deformação, em Newton; 𝐴 é a área da seção transversal

original do corpo de prova, em milímetros quadrados; e 휀𝑖 é a deformação

compressiva a 𝑖%.

Os resultados para os módulos de compressão a 10 e 20% de deformação são

mostrados nas Tabelas IV-2 e IV-3, respectivamente.

Tabela IV-2: Módulos de Compressão a 10% de Deformação

Módulo de Compressão a 10% (𝑭𝟏𝟎

𝑨𝜺𝟏𝟎)

Início do

teste 15 dias 30 dias 60 dias 120 dias 270 dias

CP1 8,240 8,236 7,934 8,092 7,163 6,396

CP2 7,928 8,218 7,909 7,828 7,172 6,701

CP3 7,938 7,772 7,714 8,088 7,142 7,020

CP4 8,083 7,889 7,940 7,931 7,305 6,857

CP5 8,215 7,776 7,694 7,438 7,127 7,008

Média 8,083 7,889 7,909 7,931 7,163 6,857

Desvio

Padrão 0,148 0,232 0,123 0,269 0,071 0,259

Tabela IV-3: Módulos de Compressão a 20% de Deformação

Módulo de Compressão a 20% (𝑭𝟐𝟎

𝑨𝜺𝟐𝟎)

Início do

teste 15 dias 30 dias 60 dias 120 dias 270 dias

CP1 8,317 8,478 8,316 8,258 7,321 6,398

CP2 8,080 8,469 8,308 7,891 7,476 6,787

CP3 8,166 8,019 7,829 8,252 7,537 7,022

CP4 8,019 8,066 8,095 8,167 7,544 6,932

CP5 8,472 8,088 7,901 7,617 7,532 6,932

Média 8,166 8,088 8,095 8,167 7,532 6,932

Desvio

Padrão 0,184 0,229 0,225 0,278 0,094 0,248

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75

A partir dos valores de média e desvio padrão apresentados nas tabelas

anteriores, foram plotados gráficos de módulo de compressão versus tempo de

envelhecimento para melhor visualização dos resultados. Os gráficos são mostrados

nas Figuras IV-16 e IV-17.

Figura IV-16: Módulo de Compressão a 10% de Deformação versus Tempo de Envelhecimento

Figura IV-17: Módulo de Compressão a 20% de Deformação versus Tempo de Envelhecimento

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76

Comparando os gráficos das Figuras IV-16 e IV-17 percebemos que os valores

para módulo de compressão não sofreram alterações significativas quando calculados

a 10 ou 20% de deformação. Em relação ao tempo de envelhecimento, percebemos

que de 15 a 60 dias há uma estabilidade em torno de 8 MPa para o valor do módulo

tanto a 10 quanto a 20% de deformação. Com 270 dias de envelhecimento, tanto para

as medidas a 10 ou 20% de deformação, o valor do módulo cai em torno de 15% em

relação ao início do teste (de 8,083 para 6,857 MPa a 10% de deformação; e de 8,166

para 6,932 MPa a 20% de deformação).

IV.2.3 - Testes de Tração

Os resultados para os testes de tração uniaxial em amostras de Viton® não

envelhecidas e amostras submetidas a um envelhecimento de 270 dias são mostrados

na Figura IV-18.

Figura IV-18: Comportamento de Amostras de Viton® Envelhecidas e Não-Envelhecidas Durante Teste de Tração Uniaxial

Observando a Figura IV-18 podemos perceber uma redução em torno de 42%

nos valores médios para máxima tensão real (30,68 para 17,82 MPa) e redução em

torno de 17% para máxima deformação logarítmica (1,43 para 1,18) após

envelhecimento. Para melhor avaliação desses valores, os resultados para tensão

máxima (𝜎𝑚𝑎𝑥) e deformação máxima (휀𝑚𝑎𝑥) durante o ensaio são mostrados nas

Tabelas IV-4 e IV-5, respectivamente. Os valores mostrados são de tensão real e

deformação logarítmica.

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Tabela IV-4: Resultado para Tensão Máxima em Teste de Tração Durante Envelhecimento

Tensão Máxima (𝝈𝒎𝒂𝒙), em MPa

Início do teste

15 dias 30 dias 60 dias 120 dias 270 dias

CP1 29,7054 27,5560 27,3390 26,4485 23,3501 17,8233

CP2 30,6858 30,7397 26,3556 23,6228 21,6838 17,3344

CP3 34,9933 28,4244 31,3232 32,1046 21,4108 17,9318

CP4 28,97 27,1386 25,0176 29,1801 20,6452 17,3071

CP5 33,2246 25,0370 25,8344 28,8952 22,1007 17,8532

Média 30,6858 27,556 26,3556 28,8952 21,6838 17,8233

Desvio

Padrão 2,5223 2,0712 2,4674 3,1857 0,9980 0,3032

Tabela IV-5: Resultado para Deformação Máxima em Teste de Tração Durante Envelhecimento

Deformação Máxima (𝜺𝒎𝒂𝒙)

Início do teste

15 dias 30 dias 60 dias 120 dias 270 dias

CP1 1,4091 1,4210 1,4385 1,9253 1,3073 1,1711

CP2 1,6574 1,4686 1,8551 1,3575 1,2960 1,1605

CP3 1,5698 1,4415 1,5165 1,7491 1,2721 1,1908

CP4 1,4332 1,3849 1,3812 1,4743 1,3113 1,4101

CP5 1,4315 1,7741 1,7923 1,5244 1,3086 1,1838

Média 1,4332 1,4415 1,5165 1,5244 1,3073 1,1838

Desvio Padrão

0,1084 0,1573 0,2138 0,2281 0,0161 0,1050

A partir dos valores de média e desvio padrão mostrados nas Tabelas IV-4 e

IV-5, foi traçado o gráfico de tensões e deformações máximas da Figura IV-19.

Na Figura IV-19 percebe-se, para os primeiros 60 dias de envelhecimento, uma

oscilação nos valores de tensão e deformação máximas em torno de 27 MPa e 1,4,

respectivamente. Com 120 dias há uma queda nesses valores, que atingem 17,8 MPa

e 1,18 para tensão e deformação máximas, respectivamente, no final do

envelhecimento.

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Figura IV-19: Tensões e Deformações Máximas em Teste de Tração Durante Envelhecimento

IV.2.4 - Dureza Shore A

Como explicado anteriormente, os ensaios de dureza com o Viton® foram

realizados com 5, 10, 15 e 20 segundos de indentação. Para fins de comparação são

mostrados os resultados para as amostras não-envelhecidas e amostras com

envelhecimento de 270 dias nas Tabelas IV-6 e IV-7, respectivamente.

Tabela IV-6: Resultados para os Ensaios de Dureza Shore A para Amostras Não-Envelhecidas

Dureza Shore A para Amostras Não Envelhecidas

Tempo de

Leitura

5s 10s 15s 20s

CP1 67,9 67,1 67,3 67,5

CP2 69,9 68,5 67,9 67,2

CP3 68,9 67,2 67,0 66,7

CP4 71,3 68,2 68,1 67,9

CP5 69,2 66,3 66,1 65,9

Média 69,2 67,2 67,3 67,2

Desvio Padrão 1,264 0,890 0,794 0,773

Corpo

de Prova

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Tabela IV-7: Resultados para os Ensaios de Dureza Shore A para 270 Dias de Envelhecimento

Dureza Shore A para Amostras Não Envelhecidas

Tempo de

Leitura

5s 10s 15s 20s

CP1 65,7 65,4 64,2 63,1

CP2 64,3 63,0 62,0 60,1

CP3 65,6 62,8 61,1 61,6

CP4 66,3 64,8 64,3 62,9

CP5 64,9 65,9 65,1 63,9

Média 65,6 64,8 64,2 62,9

Desvio Padrão 0,773 1,407 1,701 1,490

A partir dos valores de média e desvio padrão apresentados nas tabelas

anteriores, foi possível plotar o gráfico mostrado na Figura IV-20.

Figura IV-20: Variação da Medida de Dureza Shore A em Função do Tempo de Identação

Antes e Após Envelhecimento

A análise dos resultados nos tempos de 5, 10, 15 e 20 segundos (Figura IV-20)

mostra que o material envelhecido em fluido hidráulico apresenta tempo de relaxação

Corpo

de Prova

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menor que o material novo. Isto se deve ao fato de que as moléculas de fluido

hidráulico absorvidas pelo polímero facilitaram a mobilidade dos segmentos de cadeia

do elastômero.

Tomando-se como referência o tempo indicado pela norma ASTM D2240 de 10

segundos para leitura do valor de dureza Shore A, observou-se que a máxima redução

sofrida foi de 3,5% (de 67,2 no início do ensaio para 64,8 após 270 dias de

envelhecimento). Os valores de média e desvio padrão para identação de 10

segundos são mostrados na Tabela IV-8.

Tabela IV-8: Dureza Shore A para Identação a 10s Durante Envelhecimento

Dureza Shore A para Identação de 10s

Tempo de Envelhecimento

(dias) Média Desvio Padrão

Não envelhecido 67,2 0,890

15 65,4 0,383

30 64,6 1,075

60 66,2 0,427

120 65,2 0,763

270 64,8 1,407

A partir dos valores de média e desvio padrão apresentados na Tabela IV-8 foi

possível plotar o gráfico mostrado na Figura IV-21.

Figura IV-21: Dureza Shore A para Amostras de Viton® Durante Envelhecimento

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Analisando a Figura IV-21 percebemos uma oscilação nos valores de dureza

Shore A para os primeiros 120 dias de ensaio. E para o período de 120 a 270 dias de

envelhecimento observou-se que os valores permaneceram praticamente inalterados.

Houve uma redução de apenas 0,61% (de 65,2 para 64,8 após 270 dias de

envelhecimento), indicando uma estabilização nos valores de dureza.

IV.2.5 - Análise Dinâmico-Mecânica (DMA)

Como explicado anteriormente no Capítulo II, como resultados da análise

dinâmico-mecânica obtem-se valores de módulos de perda (E’’) e armazenamento

(E’), e fator de amortecimento (tanδ). O dado mais importante que obtemos analisando

a curva tanδ é a temperatura de transição vítrea (Tg), que é determinada pelo pico da

curva. A Figura IV-22 apresenta as curvas tanδ para as amostras de Viton® durante

envelhecimento em fluido hidráulico.

Figura IV-22: Curvas tanδ para Amostras de Viton® Durante Envelhecimento

Observando a Figura IV-22, percebemos um deslocamento do pico da curva

tanδ para temperaturas menores conforme aumenta o tempo de envelhecimento. O

deslocamento da Tg após o ensaio de compatibilidade se deve, provavelmente, à

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82

entrada de fluido hidráulico na estrutura do material. Acredita-se que o fluido hidráulico

absorvido facilitou a mobilidade das cadeias poliméricas, fazendo com que a transição

vítrea ocorresse em temperaturas cada vez menores. Os valores da Tg podem ser

melhor observados na Tabela IV-9.

Tabela IV-9: Valores de tanδ e Tg para Amostras de Viton® Durante Envelhecimento

Observando a Tabela IV-9 percebemos uma queda de 3,6oC na Tg logo nos

primeiros 15 dias de envelhecimento (de 10,3 para 6,7oC). Entre 15 e 60 dias os

valores se mantêm na faixa de 7oC. Porém, após 120 dias de envelhecimento, o valor

da Tg cai 4,3oC em comparação ao início do teste (de 10,3 para 6oC). Para melhor

avaliação da resposta do material após teste de compatibilidade, as curvas tanδ para o

material virgem e para o material envelhecido por 120 dias são comparadas na Figura

IV-23.

Figura IV-23: Curva tanδ para Amostras de Viton® Antes e Após Envelhecimento

Tempo de envelhecimento tanδ Tg (oC)

Não Envelhecido 0,994 10,3

15 dias 1,341 6,7

30 dias 1,348 7,1

60 dias 1,278 7,4

120 dias 1,372 6,0

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83

Além da transição vítrea ocorrer em temperaturas menores, podemos perceber

também uma tendência de aumento da altura e largura do pico e, consequentemente,

um aumento da área sob a curva. Esse aumento de área significa um maior

amortecimento, uma facilitação na dissipação de energia mecânica. O fluido hidráulico

absorvido atua facilitando a movimentação das cadeias poliméricas, o que gera

aumento da dissipação de energia.

Em relação ao módulo de armazenamento (E’), a Figura IV-24 compara os

resultados para as amostras durante o envelhecimento em fluido hidráulico.

Figura IV-24: Curvas de Módulo de Armazenamento (E’) (em MPa) para Amostras de Viton®

Durante o Envelhecimento

Observando a Figura IV-24 percebemos que não há uma tendência, seja de

aumento ou redução, do módulo de armazenamento durante o envelhecimento. Isso

se deu, provavelmente, devido à falta de planicidade das amostras. O equipamento

utilizado para o ensaio é extremamente sensível a descontinuidades na superfície das

amostras, e isso pode ter levado a erros de medida principalmente quando o material

se encontrava congelado. Para melhor visualização dos resultados, são comparadas

na Figura IV-25 apenas as curvas para as amostras virgens e amostras submetidas a

120 dias de envelhecimento.

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Figura IV-25: Curvas de Módulo de Armazenamento (E’) (em MPa) para Amostras de Viton®

Antes e Após Envelhecimento

Os materiais poliméricos têm comportamento viscoelástico, ou seja, ao serem

solicitados por uma força senoidal (como no ensaio DMA), a deformação sofrida

apresenta uma componente elástica e uma viscosa, sendo o módulo de

armazenamento relativo à componente elástica. Analisando a Figura IV-25 podemos

observar um aumento do módulo de elasticidade (E’), na faixa de temperaturas

negativas, à medida que aumenta-se o tempo de envelhecimento. Isso se dá,

provavelmente, ao congelamento do fluido hidráulico junto com a estrutura do material

para temperaturas abaixo da transição vítrea, atuando como um impedimento para a

mobilidade das cadeias poliméricas, implicando em aumento do módulo de

elasticidade (E’). O congelamento do líquido usado para imersão junto à estrutura do

material também foi observado pelos autores Meyer et al. (2006) para análises DMA

de NBR envelhecida em óleo mineral. Meyer et al. (2006) também atribuem o aumento

de E’ ao congelamento do óleo abaixo da Tg.

IV.2.6 - Calorimetria Diferencial de Varredura (DSC)

As Figuras IV-26 e IV-27 mostram os resultados das análises DSC para as

amostras antes e após 270 dias de envelhecimento, respectivamente. O primeiro

aquecimento é realizado com o objetivo de apagar o histórico térmico da amostra. Os

dados são adquiridos no segundo aquecimento.

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Figura IV-26: Curva DSC para Amostra Não-Envelhecida de Viton®

Figura IV-27: Curva DSC para Amostra de Viton® com 270 Dias de Envelhecimento

No ensaio DSC a transição vítrea é calculada para a temperatura na qual

ocorre uma mudança na linha de base. Considerando o segundo aquecimento, para

as amostras virgens, a mudança na linha de base e, consequentemente, a

temperatura de transição vítrea, ocorreu a aproximadamente -4oC. Enquanto que para

a amostra com 270 dias de envelhecimento, ocorreu a -5,42oC. Ou seja, assim como

no ensaio DMA, podemos observar também no DSC uma tendência de queda da Tg

em virtude da absorção de fluido hidráulico.

exotérmico

exotérmico

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86

IV.2.7 - Análise Termogravimétrica (TGA)

A Figura IV-28 apresenta a análise comparativa de variação de massa das

amostras antes e após ensaio de compatibilidade. Na primeira fase do ensaio (até a

temperatura de 450oC), o material não-envelhecido apresentou perda de massa de

1,11%, e após 270 dias de envelhecimento, a perda de massa nesta fase inicial foi de

8,45%. Essa primeira fase da análise corresponde à perda de quantidades pequenas

de componentes voláteis. A segunda fase da análise (temperaturas entre 450 e 600

oC), corresponde a pirólise (degradação térmica) do elastômero. O material não-

envelhecido apresentou 79,27% de perda de massa nessa fase, e após 270 dias de

envelhecimento, a perda nessa fase foi de 67,96%. O resíduo no ensaio do Viton®

não-envelhecido foi de 8,886%, e após 270 dias de envelhecimento, o resíduo foi de

23,558% de massa do polímero.

Figura IV-28: Curvas de TGA para Amostras de Viton® Antes e Após Envelhecimento em

Fluido Hidráulico

A primeira derivada da curva de perda de massa em relação ao tempo em

função da temperatura (dm/dt = f(T)), dá informações a respeito do número de

processos de perda de massa que estão ocorrendo, a temperatura em que eles

ocorrem, além da máxima velocidade de perda de massa (%/min) experimentada no

ensaio. Na Figura IV-29 podemos observar que a DTG (derivada termogravimétrica)

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apresenta apenas um pico em ambas as análises, mostrando que o Viton® passa por

apenas um evento importante de perda de massa. Para o material não-envelhecido,

este pico ocorreu a 534,39oC à velocidade de -44,326%/min. Após envelhecimento por

270 dias, esse pico se deslocou aproximadamente 10oC (524,34oC) e ocorreu à

velocidade de -76,697%/min. Ou seja, o envelhecimento do polímero em fluido

hidráulico fez com que o processo de degradação térmica do material ocorresse em

temperaturas menores (de 534,39 para 524,34oC) e em velocidades de perda de

massa também menores (de -44,326 para -76,697%/min).

Figura IV-29: Curvas de TGA e DTG para Amostras de Viton® Antes e Após Envelhecimento

em Fluido Hidráulico

Para melhor caracterizar a primeira fase da análise (até 450oC), a Figura IV-30

ilustra uma ampliação dessa etapa. Podemos perceber uma perda de massa de

aproximadamente 1,11% para o material não-envelhecido, e 8,45% para o material

após 270 dias de envelhecimento, como mostrado anteriormente na Figura IV-28. A

perda de massa nessa primeira fase da análise pode representar a evaporação de

parte do fluido hidráulico absorvido pela amostra, o que explicaria o aumento dessa

porcentagem de perda para o material envelhecido por 270 dias.

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Ainda observando a Figura IV-30, considerando a velocidade de degradação

da amostra nota-se uma acentuada perda de estabilidade térmica quando comparada

com a amostra antes do envelhecimento.

Figura IV-30: Curvas de Velocidade de Perda de Massa para Amostras de Viton® Antes e Após

Envelhecimento em Fluido Hidráulico

A Tabela IV-10 apresenta a porcentagem de perda de massa, porcentagem de

resíduo no final da análise, e temperatura de pico da DTG para as amostras em

diferentes tempos de envelhecimento.

Tabela IV-10: Resultados dos Ensaios TGA para Amostras de Viton® Durante Envelhecimento

Tempo de

Envelhecimento

(dias)

Perda de Massa

na Primeira

Fase (%)

Perda de Massa

na Segunda

Fase (%)

Temperatura de

Pico da DTG

(oC)

Resíduo (%)

Não-Envelhecido 1,112 79,270 534,39 8,886

15 0,003 77,363 539,06 8,819

30 1,193 77,163 531,68 10,404

60 2,998 76,558 523,32 8,510

120 3,161 73,570 524,98 11,043

270 8,456 67,960 524,34 23,558

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89

CAPÍTULO V - DISCUSSÕES

Os resultados para os carregamentos de pressão externa e interna para o liner

da mangueira fabricado em Poliamida 11 e Viton® são resumidos na Tabela V-1.

Tabela V-1: Resultados dos Carregamentos de Pressão Externa e Interna

Material da Camada Interna

Pressão Externa (2 MPa) Pressão Interna (15 MPa)

Tensão

(MPa) PEEQ LE22*

Tensão

(MPa) PEEQ LE22*

Poliamida 11 44 0,48 -0,58 50 0,76 -0,021

+0,052

Viton® 10 --- -0,49 9 --- +0,18

*Os valores positivos de deformação representam deformação de tração, enquanto que os valores negativos

representam deformação de compressão.

1 Valores de deformação experimentados pela face da camada de Poliamida 11 em contato com o fluido hidráulico.

2 Valores de deformação experimentados pela face da camada de Poliamida 11 em contato com o Kevlar®.

Analisando a Tabela V-1 percebemos que para ambos os carregamentos de

pressão a Poliamida 11 concentra um nível bem mais elevado de tensão em

comparação ao Viton®. Em relação às deformações, destacamos que para o

carregamento de pressão externa de 2 MPa a Poliamida 11 apresenta elevados níveis

de deformação plástica (48%), e deformações circunfereciais compressivas que

somam 58%. Já para o Viton®, o mesmo nível de carregamento foi suficiente para

provocar o “fechamento” da mangueira e proporcionar o contato entre as faces

internas do liner. Assim, com a mangueira fechada, os elementos internos sofreram

compressão, apresentando deformações elásticas de até 49%.

Em relação ao carregamento de pressão interna no valor de 15 MPa, o liner de

Poliamida 11 apresenta deformações plásticas equivalentes de 76%. E em relação à

componente circunferencial de deformação logarítmica (LE22) percebemos duas

regiões com comportamentos distintos: uma mais interna, que estaria em contato com

o fluido hidráulico (região 1 na Tabela V-1), e outra mais externa, que estaria em

contato com o Kevlar® (região 2 da Tabela V-1). Com o carregamento de pressão

interna, a camada de Poliamida 11 vai sendo comprimida contra a camada de

Kevlar®, que contém essa expansão sem haver permeação pelo trançado. Já o

Viton®, por ser hiperelástico e se deformar a níveis muito superiores à Poliamida 11,

para o mesmo carregamento de pressão é comprimido contra a camada de Kevlar® e

apresenta um nível de deformações elásticas trativas de 18%. Vale ressaltar que o

Viton® não apresenta deformações plásticas, o que é uma característica importante a

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90

ser considerada a medida que evitaria a formação de vinco nas mangueiras

hidráulicas.

Em relação à falha, foi observado que ambos os materiais não falham após

carregamentos de pressão. Ressalta-se que o valor de deformação compressiva de

49% para o liner de Viton® observado na Figura IV-7(b) da página 63, está associado

a uma distorção na malha de elementos finitos, e dessa forma atribui-se a deformação

máxima igual a deformação sofrida pelos elementos adjacentes, ou seja, em torno de

40%. Logo, os maiores valores de deformação observados (58% para a Poliamida 11

e 40% para o Viton®) foram inferiores aos valores observados nos testes mecânicos

para a falha dos materiais. Para os testes de tração uniaxial a Poliamida 11 falhou a

116% de deformação, e o Viton®, a 143% para as amostras virgens, e a 118% após

envelhecimento em fluido hidráulico.

Em seu trabalho, Seden et al. (2013) provaram que a resposta do polímero

está intimamente ligada ao ângulo no qual o carregamento é aplicado. Para um

carregamento à 0o da direção de orientação principal, observa-se uma resposta

extremamente diferente para as solicitações de tração e compressão. Já para um

carregamento a 90º, as respostas para os carregamentos reversos são praticamente

as mesmas. Logo, para fins de comparação entre as respostas da Poliamida 11 e do

Viton®, considerou-se que a inclusão do efeito Bauschinger nas análises não seria

necessário. Uma vez que para o caso de extrusão do liner de Poliamida 11, as

moléculas são orientadas na direção preferencial do fluxo, ou seja, a

aproximadamente 90º das deformações circunferenciais, que são as preponderantes

no caso de pressão externa e interna.

Com o objetivo de analisar o comportamento da mangueira sob carregamento

extremo de pressão, foram realizadas simulações numéricas aplicando 5 e 35 MPa de

pressão externa e interna, respectivamente. Para estudar as possíveis diferenças nas

respostas da Poliamida 11 ao se incluir o efeito Bauschinger, foram feitas duas

simulações, uma considerando apenas encruamento isotrópico para o modelo de

plasticidade da Poliamida 11, e o segundo considerando encruamentos isotrópico e

cinemático combinados. Os resultados são resumidos na Tabela V-2.

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91

Tabela V-2: Resultados para Carregamento Extremo de Pressão para o Liner em Poliamida 11

Modelo Constitutivo

Pressão Externa (5 MPa) Pressão Interna (35 MPa)

Tensão

(MPa) PEEQ* LE22*

Tensão

(MPa) PEEQ* LE22*

Encruamento Isotrópico 51 +0,67 -0,77 70 +1,21 -0,031

+0,062

Encruamentos Isotrópico e

Cinemático Combinados 63 +0,73 -0,79 34 +1,38

-0,011

+0,052

*Os valores positivos de deformação representam deformação de tração, enquanto que os valores negativos

representam deformação de compressão.

1 Valores de deformação experimentados pela face da camada de Poliamida 11 em contato com o fluido hidráulico.

2 Valores de deformação experimentados pela face da camada de Poliamida 11 em contato com o Kevlar®.

Analisando a Tabela V-2, percebemos que a camada de Poliamida 11

concentra um elevado nível de deformação plástica equivalente após os

carregamentos (121% considerando encruamento isotrópico, e 138% considerando

encruamentos combinados). Devido à dificuldade de convergência do modelo

numérico com o liner de Viton®, não foi possível comparar as deformações

experimentadas pela mangueira com liner elastomérico quando submetida às

pressões externa e interna de 5 e 35 MPa, respectivamente. Porém, tendo como base

os resultados apresentados até o momento para o Viton®, acredita-se que este

material apresentaria níveis de tensão inferiores à Poliamida 11, além de não

apresentar deformações plásticas.

Analisando a Tabela V-2 percebemos que os valores de tensão e deformação

para o carregamento de pressão externa permanecem praticamente inalterados.

Porém, para o carregamento de pressão interna percebem-se mudanças na resposta

do material. Tal comportamento era esperado à medida que a mangueira foi

submetida a carregamento reverso, com os elementos da malha sofrendo tração

seguida de compressão. Assim, o carregamento reverso de pressão imposto faz com

que consigamos observar o efeito Bauschinger para a Poliamida 11.

O vinco pode ser caracterizado como uma deformação residual no liner da

mangueira hidráulica. Após alguns ciclos de carregamento de pressão, tal vinco acaba

levando a mangueira à falha. A Figura V-1 mostra a concentração de deformação

plástica após aplicação de pressão interna para o liner fabricado em Poliamida 11.

Diferentemente da Poliamida 11, o Viton®, por ser hiperelástico e não apresentar

plasticidade, não concentra deformações plásticas na região de dobramento da

mangueira, o que eliminaria o modo de falha decorrente de formação de vinco no liner.

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Figura V-1: Deformações Plásticas para o Liner em Poliamida 11 sob Carregamento de

Pressão Interna no Valor de (a) 15 MPa e (b) 35 MPa

Em seu trabalho, Stables et al. (1993) provam que a Poliamida 11 tem

excelente resistência ao fluido hidráulico, não perde massa e não incha. Para propor a

substituição da Poliamida 11 pelo Viton® era preciso então, provar que o elastômero,

além de ser superior mecanicamente, também não apresentava interação com o fluido

conduzido. E para isso, amostras de Viton® foram envelhecidas por 270 dias em fluido

hidráulico a 60oC. O envelhecimento causa alterações nas propriedades físicas e

mecânicas de elastômeros, gerando mudanças na estrutura ou na morfologia destes

materiais. Não foi possível observar, porém, alteração física nas amostras, que não

apresentaram inchamento visível. Também não foi observado perda de massa da

amostra para o fluido. Após os nove meses de envelhecimento a maior variação de

massa observada foi de 4,7% em relação ao início do teste. O volume de fluido

absorvido, entretanto, foi suficiente para alterar propriedades mecânicas tais como

tensão e deformação máxima, módulo de compressão e dureza.

Em relação às análises dinâmico-mecânicas (DMA) e calorimetria diferencial de

varredura (DSC), percebemos uma tendência de redução da temperatura de transição

vítrea (Tg) em relação ao início do envelhecimento. Para o DMA a redução na Tg foi

de 4,3o (de 10,3 para 6ºC após 120 dias de envelhecimento). Para o DSC a redução foi

de 1,42º (de -4 para -5,42ºC após 270 dias de envelhecimento). Os valores de Tgs

obtidos por DSC correspondem com valores publicados no handbook do fabricante

(DuPont™, 2010). Já a diferença nos valores para Tg obtidos por DMA resulta da

diferença de técnica usada para o cálculo, uma vez que a compressão da amostra

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reduz os espaços vazios, dificultando a mobilidade das cadeias e retardando a

transição vítrea, que acaba ocorrendo em temperaturas maiores. Porém é importante

observar que os valores em ambas as técnicas seguem a mesma tendência de queda

do início ao final do envelhecimento.

Em relação aos ensaios DMA, podemos observar também a presença de um

pico nas curvas de módulo de armazenamento para temperaturas abaixo de 0oC

(Figura IV-24 na página 83). Não foi encontrado na literatura nenhum trabalho que

relatasse a presença de tal pico em análises de elastômeros fluorados. E os autores

não conseguem associar este pico a algum mecanismo específico. Vale ressaltar que,

como observado na Figura IV-24, o valor do pico cresce nos primeiros 15 dias, cai e se

mantém praticamente no mesmo valor para os 30, 60 e 120 dias seguintes, mostrando

tendência de estabilização dos valores. Além disso, para a utilização do Viton® no

liner de mangueiras hidráulicas, o elastômero não seria submetido a temperaturas

negativas. Uma vez que o umbilical submarino está sujeito a uma variação de

temperatura ambiente (na extremidade conectada à unidade de produção), à

aproximadamente 4oC (quando no leito marinho).

Os resultados do módulo de armazenamento (E’) obtido por DMA foram

interpretados assumindo-se quebra das ligações cruzadas do elastômero devido à

absorção do fluido hidráulico. A Figura V-2 ilustra o comportamento do módulo de

armazenamento em função da temperatura durante o envelhecimento. O gráfico foi

ampliado na faixa de temperatura entre 15 e 100oC para melhor observação do

módulo após a temperatura de transição vítrea do elastômero. A oscilação de valores

observada no gráfico ainda não pode ser explicada, porém, apesar das oscilações, os

módulos para as amostras envelhecidas por períodos mais longos (60 e 120 dias) são

inferiores se comparados ao do material virgem. Acredita-se que tal queda indique a

quebra de ligações cruzadas e redução da capacidade de deformação do elastômero.

Em comparação à literatura podemos citar o trabalho de Stathi et al. (2010), cujos

dados de módulo de armazenamento para polímero envelhecido foram indicativos de

cisão pela queda do módulo.

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Figura V-2: Módulo de Armazenamento em Função da Temperatura Durante o Envelhecimento

A hipótese de quebra das ligações cruzadas pela absorção do fluido hidráulico

condiz com os resultados dos testes mecânicos, onde se observou queda nos valores

de tensão e deformação máxima. Condiz também com os resultados para curva de

tanδ, uma vez que o aumento da faixa de temperatura onde ocorre a transição vítrea e

consequentemente, aumento da área sob a curva, são indicativos de maior

heterogeneidade das cadeias, indicando que houve quebra das ligações. Com essa

quebra de ligações cruzadas o sistema fica mais “solto” e com mais facilidade de

movimentação, fazendo com que a transição vítrea ocorra em temperaturas cada vez

menores.

Em relação à análise termogravimétrica (TGA) pode-se comparar os resultados

com o trabalho de Hiltz (2014), que realizou ensaios TGA em tipos específicos de

Viton® (A, B, GFLT e GLT). Em seu trabalho, Hiltz (2014) observou dois picos de

degradação principais: o primeiro a aproximadamente 500oC, e o segundo variando de

660 a 670oC dependendo do tipo de Viton® analisado. No presente trabalho foi

encontrado, porém, apenas um pico de degradação principal, que para a amostra não

envelhecida correu a 535oC. Essa diferença de valores nas temperaturas de

degradação pode ser explicada através das diferenças na técnica utilizada nos dois

trabalhos. Hiltz (2014) realizou a mudança de atmosfera, de inerte para oxidante, a

650oC, permitindo que o material apresentasse um pico de degradação antes e um

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depois da mudança de atmosfera. Já no presente trabalho, a mudança foi feita a

500oC, fazendo com que fosse possível observar apenas um pico de degradação.

É importante observar, porém, que a mesma metodologia de análise

termogravimétrica foi mantida para as amostras virgens e envelhecidas, sendo

possível a comparação dos resultados ao longo do envelhecimento, que é o objetivo

do presente estudo.

Segundo Rabelo (2013), devido aos carregamentos impostos ao cabo umbilical

durante seu lançamento, é fundamental que este seja lançado com suas mangueiras

totalmente cheias de fluido hidráulico. O atual estudo propõe a fabricação de

mangueiras cujo liner elastomérico eliminará tal necessidade, visto que o Viton® não

concentra deformações, possibilitando que as mangueiras permaneçam colapsadas

durante lançamento e operação do umbilical.

O umbilical submarino apresenta regiões sob diferentes temperaturas ao longo

de sua extensão, estando exposto à luz solar em sua extremidade junto à unidade de

produção, e estando a aproximadamente 4oC no fundo do mar. Sabe-se também que o

fluido hidráulico é bombeado em temperatura ambiente para a mangueira hidráulica,

que só entra em contato com o fluido mediante necessidade de atuação de alguma

válvula da ANM. Dessa forma, o atual estudo é dito conservador ao considerar

situações extremas do elastômero em contato com o fluido por 270 dias ininterruptos à

elevada temperatura (60oC).

Ressalta-se que não foi encontrada norma ou alguma regulamentação que

estabelecesse um critério de desempenho do elastômero envelhecido para aplicações

em mangueiras de umbilicais. Logo, não foi possível estabelecer limites de variações

percentuais das propriedades que aceitassem ou rejeitassem o uso do Viton® em tal

aplicação. A validação do uso de tal material para a aplicação em mangueiras de

umbilicais é baseada na coerência do comportamento do elastômero observado por

todas as técnicas de análises utilizadas, uma vez que para todas elas observou-se

uma tendência de estabilização nas propriedades em longo prazo. Além disso, a

validação do Viton® se baseia também na ausência de indícios de perda de massa

para o fluido e da sua superioridade mecânica observada nas simulações numéricas

de carregamentos de pressão.

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CAPÍTULO VI - CONCLUSÕES

Este estudo baseou-se na comparação entre o material usado atualmente pela

indústria (Poliamida 11) e um elastômero fluorado, o Viton®, para validar a utilização

deste último na fabricação do liner de mangueiras hidráulicas. Ressalta-se que tal

comparação baseou-se no comportamento mecânico de ambos os materiais frente a

carregamentos de pressão interna e externa sofridos pelo umbilical em serviço. A

seleção de um novo material para a fabricação do liner da mangueira hidráulica

implica também na avaliação da compatibilidade química entre o material proposto e o

fluido hidráulico conduzido. Para tanto, foram recolhidos dados e amostras de

fabricantes dos dois materiais para possibilitar a realização de testes de

compatibilidade química assim como simulações computacionais.

Foram realizadas simulações computacionais no software comercial ABAQUS

versão 6.13 utilizando o método de elementos finitos em duas dimensões. O modelo

numérico bidimensional simulou a seção transversal de uma mangueira hidráulica de

três camadas, sendo o liner fabricado em Poliamida 11, a camada intermediária em

Kevlar®, e a capa externa em Poliuretano. Ressalta-se que para fins de comparação

de resultados, em um segundo momento o material do liner foi alterado para Viton®.

Foram aplicados dois passos de carga, sendo o primeiro, pressão externa à camada

de Poliuretano, e o segundo, pressão interna ao liner. Os carregamentos de pressão

simulam uma mangueira hidráulica que inicialmente está vazia no leito marinho,

sofrendo pressão externa devido à lâmina d’água, e em seguida pressão interna

devido à passagem de fluido hidráulico.

Através dos resultados das simulações computacionais foi possível observar

que tanto a Poliamida 11 quanto Viton® não permeiam pela camada de Kevlar®, pois

este consegue conter a expansão do liner dentro de nível de tensão admissível para o

material. Foi observado também que a Poliamida 11 e o Viton® não falharam após os

carregamentos de pressão, visto que as deformações apresentadas por estes

materiais foram inferiores aos valores encontrados nos testes mecânicos para a fratura

dos mesmos.

Para a Poliamida 11 foi possível concluir que o material concentra deformações

plásticas na região de dobramento do liner e permanece com essas deformações após

a aplicação de pressão interna. Após alguns ciclos de carregamento, um vinco pode

ser formar nessa região de concentração de deformações e ocasionar a falha do liner.

Já o Viton®, por ter comportamento hiperelástico e não apresentar plasticidade para

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este nível de deformação, se deforma a níveis superiores se comparado à Poliamida

11 e não apresenta regiões pontuais de concentração de deformação. Dessa forma, a

utilização do Viton® na fabricação do liner da manguiera eliminaria o modo de falha

por colapso devido a formação de vinco.

Em relação aos ensaios de compatibilidade, amostras de Viton® ficaram

imersas em fluido hidráulico por 270 dias a 60oC, e em intervalos de tempo pré-

definidos foram retiradas para realização de ensaios mecânicos e térmicos. Os

ensaios mecânicos mostraram queda nos valores de tensão e deformação máximas

em tração, redução dos módulos de compressão e redução do tempo de relaxação do

elastômero. A análise dinâmico-mecânica (DMA) e a análise por calorimetria

diferencial por varredura (DSC) mostraram redução da temperatura de transição

vítrea. E por fim, a análise termogravimétrica (TGA) mostrou aumento na velocidade

de degradação do elastômero em comparação ao início do teste. Durante o

envelhecimento foi realizada também a pesagem das amostras para o controle de

variação de massa. A massa das amostras variou em média 4.7%, e não foram

observados inchamento nem indício de perda de massa para o fluido após 270 dias de

envelhecimento.

O conjunto de técnicas de caracterização utilizado neste estudo demonstra que

o Viton® é eficiente para aplicações em liners de mangueiras hidráulicas de umbilicais

submarinos. O Viton® se mostrou mecanicamente mais eficiente que a Poliamida 11

quando submetido a carregamento de pressão externa devido à lâmina d’água,

seguido de pressão interna devido à passagem de fluido hidráulico. Além disso, os

resultados do ensaio de compatibilidade mostraram coerência nos resultados das

diferentes técnicas de análises mecânicas e térmicas, mostrando que a interação com

o fluido provoca redução inicial das propriedades com tendência de estabilização das

mesmas.

VI.1 - Trabalhos Futuros

Este estudo pode ser prosseguido por análises experimentais de mangueiras

hidráulicas confeccionadas com o Viton®. Protótipos da mangueira poderiam ser

fabricados através da extrusão de liners de Viton® revestidos de trançado de Kevlar®

e capa externa de Poliuretano, simulando uma mangueira hidráulica de três camadas.

A partir da fabricação do protótipo seria possível fazer testes de colapso e explosão da

mangueira e comparar com os resultados das simulações numéricas.

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Outra linha de pesquisa seria a realização de modelos numéricos utilizando

como dados de entrada para o modelo constitutivo de material as propriedades

mecânicos do Viton® envelhecido. O presente estudo mostrou que após

envelhecimento em fluido hidráulico o Viton® tem suas propriedades mecânicas e

térmicas alteradas, e seria interessante estudar como essas alterações modificam a

resposta mecânica aos carregamentos de pressão em comparação ao material

virgem.

Estudos com enfoque econômico também podem ser realizados visando

analisar a viabilidade econômica da substituição da Poliamida 11 pelo Viton®. No caso

de falhas em umbilicais seria necessário um estudo comparativo entre gastos com

manutenção e substituição de linhas, e gastos de fabricação de mangueiras

hidráulicas com o liner de elastômero fluorado.

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CAPÍTULO VII - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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