MODELAGEM NUMÉRICA DO IMPACTO GERADO POR CARGA EXPLOSIVA ... · MODELAGEM NUMÉRICA DO IMPACTO GERADO POR CARGA EXPLOSIVA NA REMOÇÃO DE CONCRETO REFRATÁRIO FIBROSO ... Figura

MODELAGEM NUMÉRICA DO IMPACTO GERADO POR CARGA EXPLOSIVA NA

REMOÇÃO DE CONCRETO REFRATÁRIO FIBROSO

Guilherme Quinderé Romano

TESE SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DA COORDENAÇÃO DOS

PROGRAMAS DE PÓS-GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE

FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS

PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA

CIVIL.

Aprovada por:

_____________________________________________

Prof. Ronaldo Carvalho Battista, Ph.D.

_____________________________________________

Prof. Romildo Dias Toledo Filho, D.Sc.

_____________________________________________

Prof. Eduardo de Moraes Rego Fairbairn, Dr. Ing.

_____________________________________________

ProfP

aP. Eliane Maria Lopes Carvalho, D.Sc.

RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL

ABRIL DE 2005

I

ii

ROMANO, GUILHERME QUINDERÉ

Modelagem Computacional do

Impacto Gerado Por Carga Explosiva na

Remoção de Concreto Refratário Fibroso.

[Rio de Janeiro] 2005.

IX, 110p. 29,7cm (COPPE/UFRJ,

M.Sc., Engenharia Civil, 2005).

Tese – Universidade Federal do Rio

de Janeiro, COPPE

1. Análise Dinâmica de Estruturas;

2. Concreto Refratário;

3. Explosivos;

I. COPPE/UFRJ II. Título (série)

iii

A Deus, aos meus pais Lucy Quinderé Gomes

e Renato Romano, minhas irmãs Renata

Quinderé Bittencourt e Roberta Quinderé

Romano e ao meu cunhado Júlio César

Bittencourt.

iv

AGRADECIMENTOS

A Deus pelo dom da vida e da fortaleza para superar os obstáculos e pela iluminação.

Aos professores Ronaldo Carvalho Battista e Romildo Dias Toledo Filho pelos

ensinamentos, paciência, dedicação e orientação deste trabalho de tese.

Ao meu amigo e colega Joatan Izolan e ao Pesquisador Marcos Silvoso pelo apoio no

desenvolvimento deste trabalho em especial na utilização do programa DIANA.

A toda a minha família que tanto me apoiou e acreditou na realização deste trabalho.

A Indústria de Material Bélico do Brasil - IMBEL em especial à sua Diretoria,

Superintendência da Fábrica Presidente Vargas e Gerência do Departamento de

Engenharia e Qualidade da Fábrica Presidente Vargas pela oportunidade oferecida e

confiança depositada em mim na realização deste trabalho.

A Asea Brown Boveri – ABB e a Petrobras que apoiaram o desenvolvimento da

tecnologia que motivou este trabalho.

Aos engenheiros Joel Ligiéro, Adyles Arato, Afonso Verges e Renato Bernardes que

em conjunto trabalharam para o desenvolvimento da tecnologia que proporcionou este

trabalho. E a equipe técnica que tive a honra de coordenar ao longo do

desenvolvimento da tecnologia Refratex, em especial aos técnicos: Clarus Antônio

Magalhães de Oliveira Senne, Jorge Luiz dos Reis e Miguel José de Vilas Boas a aos

colegas de trabalho Giancarlo Cantaluppi e Arivando Moraes.

Aos amigos Marcos Rocha, Marcos Citeli, Renato Pinheiro, Mariana Lôbo e Rubens

Migliaccio. Aos amigos e também colegas Jonylson Amarante, Ana Maria Teixeira,

Nelson Patrício, Janine Vieira, Roberta Sallaberry, Roberta Viana, Danilo de Hollanda,

Vitalino Venanci, Bruno Perdigão e Rogério Rosa pela paciência, ensinamentos e

carinhosa atenção a mim dispensados.

Aos funcionários do PEC Thelmo, Luzidelle, Jairo e Beth pelo apoio que prestaram.

A todos aqueles que, de uma forma ou de outra, contribuíram para a realização deste

trabalho e que não foram, aqui, citados. Muito obrigado!

v

Resumo da Tese apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários

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

MODELAGEM NUMÉRICA DO IMPACTO GERADO POR CARGA EXPLOSIVA NA

REMOÇÃO DE CONCRETO REFRATÁRIO FIBROSO


Abril/2005

Orientadores: Ronaldo Carvalho Battista

Romildo Dias Toledo Filho

Programa: Engenharia Civil

Nas Refinarias de Petróleo a remoção de refratários em unidades de

Craqueamento Fluido - Catalítico - FCC é feita, mundialmente, mediante o emprego

de marteletes pneumáticos, exigindo um grande contingente de operários, num

serviço de elevada insalubridade e periculosidade. O lucro cessante de uma unidade

de FCC pode alcançar várias centenas de milhares de dólares por dia e a remoção

de refratários, diversas vezes, constitui o caminho crítico em paradas de

manutenção. Deste modo, qualquer redução no prazo dessa atividade resulta

diretamente em ganhos expressivos.

Neste trabalho são resumidos os conhecimentos básicos sobre explosivos,

isoladores de choque e concretos refratários no intuito de melhor esclarecer a

tecnologia Refratex para remoção de refratários com o uso de micro-detonações,

desenvolvida no país.

O programa computacional DIANA v.8, é utilizado para gerar modelos

numéricos que reproduzem os resultados experimentais obtidos no desenvolvimento

dessa nova tecnologia.

Exemplos de aplicação são apresentados para demonstrar que o modelo

numérico produz respostas deformação x tempo bem próximas das experimentais e,

portanto, pode ser utilizado como uma eficiente ferramenta numérica para simular o

emprego da tecnologia Refratex em estruturas cilíndricas com diferentes tipos de aço

e espessuras de parede.

vi

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

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

COMPUTATIONAL MODELING OF THE IMPACT PRODUCED BY EXPLOSIVE

CHARGE IN THE REMOVAL REFRACTORY FIBER CONCRETE


April/2005

Advisors: Ronaldo Carvalho Battista

Romildo Dias Toledo Filho

Department: Civil Engineering

Removal of concrete refractory lining of thin-walled steel components of

industrial equipments, as for example of FCC units in petroleum refinery, by means of

pneumatic hammers is an usual and worldwide well known practice. However, although

usual this operation is carried out by many workers under very unhealthy and

dangerous conditions.

In general, the usual practice of refractory removal is a not-safe time-

consuming operation which may be the critical path in maintenance turnarounds, as the

loss of profit of a FCC unit may reach many hundreds of thousand dollars. Therefore,

any safe and time-saving technology that can employed instead of the usual one,

would result in significant gains.

Towards this end, the Indústria de Material Bélico do Brasil (IMBEL) and the

Asea Brown Boveri (ABB), with the support of Petrobras, have developed a refractory

removal technology, known as Refratex, that uses micro-detonations.

Basic knowledge on shock isolators, refractory concrete and explosives are

summarized in order to help the understanding of the Refratex technology.

The software DIANA v.8 is used as the computational tool to create a model

whose numerical results, in terms of strain x time histories, closely reproduce the

experimental responses registered during the field tests and measurements that were

needed for the development of this new technology.

Examples of application are presented to demonstrate that the numerical model

may be used as a rational tool to assess the performance of this technology when

applied to thin-walled steel cylindrical structures having different parameters.

vii

SUMÁRIO

LISTA DE FIGURAS......................................................................................................xi

LISTA DE TABELAS....................................................................................................xiv LISTA DE SIGLAS E SÍMBOLOS.................................................................................xv

I INTRODUÇÃO........................................................................................................ 1

I.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ......................................................................... 1

I.2 ESCOPO DO TRABALHO.............................................................................. 3

II CONCRETO REFRATÁRIO................................................................................... 5

II.1 INTRODUÇÃO................................................................................................ 5

II.2 MATERIAIS COMPONENTES ....................................................................... 5

II.3 PROJETOS DE MISTURA E CLASSIFICAÇÃO ............................................ 6

II.3.1 Projetos de Mistura ............................................................................... 6

II.3.1.1 Concretos Cerâmicos...................................................................... 6

II.3.1.2 Concretos Resistentes ao Calor...................................................... 7

II.3.1.3 Concretos para Temperaturas Menores do que 500 ° C ................ 7

II.3.2 Conteúdo de Água ................................................................................ 7

II.4 FABRICAÇÃO, INSTALAÇÃO E CURA ......................................................... 8

II.4.1 Fabricação e Instalação........................................................................ 8

II.4.1.1 Moldagem no Local ......................................................................... 8

II.4.1.2 Concreto Projetado ......................................................................... 9

II.4.1.3 Moldagem com Pistola Pneumática ................................................ 9

II.4.2 Cura ...................................................................................................... 10

II.4.3 Secagem e Queima ............................................................................. 11

II.5 PROPRIEDADES FÍSICAS, TÉRMICAS E QUÍMICAS................................ 11

II.5.1 Porosidade e Permeabilidade ............................................................ 11

II.5.2 Fragmentação Térmica Explosiva ..................................................... 12

II.5.3 Expansão e Retração .......................................................................... 12

II.5.4 Calor Específico .................................................................................. 13

II.5.5 Condutividade Térmica ...................................................................... 13

II.5.6 Resistência à Abrasão e Erosão........................................................ 14

II.5.7 Comportamento na Presença de Gases ........................................... 15

II.5.8 Interação com Escória ou Líquidos Corrosivos .............................. 15

viii

II.5.9 Interação com Metal Fundido ............................................................ 16

II.6 PROPRIEDADES MECÂNICAS ................................................................... 16

II.6.1 Resistência à Compressão ................................................................ 17

II.6.2 Resistência à Flexão ou Módulo de Ruptura.................................... 18

II.6.3 Módulo de Elasticidade ...................................................................... 19

II.6.4 Fluência................................................................................................ 20

II.6.5 Choque térmico e Ciclo térmico ........................................................ 21

II.6.6 Aderência entre Concreto Refratário e Reforços de Aço................ 21

II.6.7 Concreto Refratário Reforçado com Fibras de Aço ........................ 22

II.6.8 Concreto Reforçado com Fibras sob Ação de Cargas Dinâmicas . 22

II.7 APLICAÇÕES ............................................................................................... 24

III EXPLOSIVOS EM ENGENHARIA ....................................................................... 26

III.1 HISTÓRICO E CLASSIFICAÇÃO................................................................. 26

III.2 TERMINOLOGIA .......................................................................................... 27

III.3 CARACTERÍSTICAS DOS EXPLOSIVOS.................................................... 28

III.4 DINÂMICA E BALANÇO DA ENERGIA DA DETONAÇÃO.......................... 30

III.5 EXPLOSIVOS E ACESSÓRIOS................................................................... 31

III.6 PRINCIPAIS APLICAÇÕES EM ENGENHARIA .......................................... 35

III.7 FORMULAÇÕES PARA APLICAÇÃO DE EXPLOSIVOS............................ 36

IV ISOLAMENTO DE CHOQUE ............................................................................... 39

IV.1 INTRODUÇÃO.............................................................................................. 39

IV.2 IDEALIZAÇÃO DO SISTEMA ....................................................................... 40

IV.3 PROBLEMAS DE ISOLAMENTO DE CHOQUE .......................................... 40

IV.3.1 Equivalente Matemático dos Problemas Classe II ........................... 42

IV.4 FORMA GERAL DAS CARACTERÍSTICAS DO ISOLADOR....................... 44

IV.4.1 Exemplos de Características Particulares de Isoladores ............... 45

IV.4.1.1 Mola Linear.................................................................................... 45

IV.4.1.2 Mola Enrijecida (Elasticidade Tangente)....................................... 45

IV.4.1.3 Mola Amaciada (Elasticidade Tangente Hiperbólica).................... 46

IV.4.1.4 Mola Linear e Amortecimento Viscoso.......................................... 47

IV.5 PULSO DE ACELERAÇÃO PARA SISTEMA DE CORPO RÍGIDO............. 49

IV.5.1 Espectro do Choque ........................................................................... 50

ix

V TECNOLOGIA REFRATEX.................................................................................. 53

V.1 INTRODUÇÃO.............................................................................................. 53

V.2 HISTÓRICO E ESCOPO DA PESQUISA..................................................... 53

V.3 FASES DE PESQUISA E DESENVOLVIMENTO......................................... 53

V.3.1 Fase Preliminar ................................................................................... 54

V.3.2 Fase 1 ................................................................................................... 55

V.3.3 Fase 2 ................................................................................................... 57

V.3.4 Fase 3 ................................................................................................... 59

V.4 RESUMO DA TECNOLOGIA REFRATEX.................................................... 61

V.5 APLICAÇÕES E VANTAGENS DA TECNOLOGIA REFRATEX.................. 61

VI METODOLOGIA E RESULTADOS EXPERIMENTAIS ....................................... 63

VI.1 INTRODUÇÃO.............................................................................................. 63

VI.2 SEÇÕES DE FCC PARA TESTE ................................................................. 63

VI.3 METODOLOGIA ........................................................................................... 64

VI.3.1 Sistema de Medição e de Aquisição de Sinais Dinâmicos ............. 65

VI.3.2 Montagem do Experimento ................................................................ 65

VI.3.3 Procedimento Experimental............................................................... 66

VI.4 INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS.............................................................. 70

VI.4.1 Influência do Tipo de Explosivo ........................................................ 71

VI.4.2 Influência da Espessura do Costado ................................................ 71

VI.4.3 Gradiente de Deformação .................................................................. 72

VII MODELAGEM NUMÉRICA E RESULTADOS..................................................... 74

VII.1 INTRODUÇÃO.............................................................................................. 74

VII.2 ETAPAS NA ELABORAÇÃO DA MODELAGEM.......................................... 74

VII.3 MODELOS PARA ANÁLISE ESTRUTURAL ................................................ 75

VII.4 RESULTADOS NUMÉRICOS OBTIDOS...................................................... 83

VII.4.1 Resultados para os Modelos Implementados .................................. 83

VIII ANÁLISE DOS RESULTADOS............................................................................ 91

VIII.1 ASPECTOS GERAIS.................................................................................... 91

VIII.2 ANÁLISE DOS RESULTADOS DA MODELAGEM NUMÉRICA .................. 91

VIII.2.1 Apreciação da Modelagem Estrutural ............................................... 91

VIII.2.2 Dimensões do Modelo Estrutural ...................................................... 91

x

VIII.2.3 Quantidade de Elementos .................................................................. 92

VIII.2.4 Intervalo de Integração ....................................................................... 93

VIII.2.5 Tipo de Elemento ................................................................................ 93

VIII.3 RESULTADOS NUMÉRICOS X EXPERIMENTAIS ..................................... 94

IX CONCLUSÕES E SUGESTÕES.......................................................................... 97

IX.1 CONCLUSÕES............................................................................................. 97

IX.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS............................................ 97

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................................ 99

ANEXO ELABORAÇÃO DE MODELOS ESTRUTURAIS COM iDIANA ................. 101

xi

LISTA DE FIGURAS

Figura I.1 - Unidade de FCC....................................................................................... 2

Figura II.1 - Módulo de Ruptura de Concretos Refratários, Petzold [2]..................... 18

Figura II.2 - Módulo de Ruptura de Concretos Refratários, Bakker [2]...................... 19

Figura III.1 - Cadeia Explosiva.................................................................................... 30

Figura III.2 - Dinamites ............................................................................................... 31

Figura III.3 - ANFO ..................................................................................................... 32

Figura III.4 - Aquagéis ou Lamas Explosivas ............................................................. 32

Figura III.5 - Emulsões Gelatinosas............................................................................ 32

Figura III.6 - Espoletim................................................................................................ 33

Figura III.7 - Retardadores.......................................................................................... 34

Figura III.8 - Cordel Detonante ................................................................................... 34

Figura III.9 - Não - Elétrico.......................................................................................... 35

Figura III.10 - Reforçador.............................................................................................. 35

Figura III.11 - Bancada ................................................................................................. 37

Figura IV.1 - Casca Cilíndrica de Aço com Concreto Refratário Aplicado e

Martelete realizando Impactos na Camada de Concreto Refratário.. . 41

Figura IV.2 - Impacto do Martelete na Camada de Concreto Refratário, sem

isolador (a) e com isolador de choque (b).......................................... 41

Figura IV.3 - Curva Força x Tempo do Impacto do Martelete no Concreto

Refratário .............................................................................................. 42

Figura IV.4 - Sistema geral de dois graus de liberdade [10]....................................... 43

Figura IV.5 - Sistema idealizado mostrando o uso de um isolador não – amortecido

para proteger o equipamento dos efeitos do movimento do suporte u .

A força transmitida pelo isolador é FBsB(δ ) [10]....................................... 44

Figura IV.6 - Representação adimensional da máxima aceleração transmitida ••

x BmB

para um isolador que possui uma mola linear e amortecimento

viscoso [10]. .......................................................................................... 48

Figura IV.7 - Representação adimensional da capacidade de absorção de energia

de um isolador que possui mola linear e a mortecimento viscoso.

A ordenada é uma medida inversa da capacidade de absorção de

energia [10]. .......................................................................................... 48

Figura IV.8 - Pulso de Meio – Seno........................................................................... 50

xii

Figura IV.9 - Transmissibilidade do choque para um sistema linear não –

amortecido como uma função da freqüência angular ω Bn Be

duração efetiva do pulso τ Br B. B BO movimento do suporte é um pulso

de aceleração meio – seno [10]. ........................................................... 50

Figura IV.10 - Transmissibilidade do choque para um sistema com mola linear

e amortecimento viscoso. O movimento do suporte é um pulso

de aceleração meio – seno de altura ••

u Bm B e duração efetiva τ Br B. As

curvas são para valores discretos da fração de amortecimento

crítico ζ no isolador como indicado [10]. ............................................... 52

Figura V.1.a - Malha Explosiva Preparada ................................................................... 54

Figura V.1.b - Resultado da Detonação ....................................................................... 54

Figura V.2 - Ilustrativo da Aplicação da Tecnologia Refratex....................................... 55

Figura V.3 - Etapa 1 do Ensaio..................................................................................... 56

Figura V.4 - Resultado após a 1PU

aUP Detonação ............................................................... 56

Figura V.5 - Etapa 2 do Ensaio..................................................................................... 56

Figura V.6 - Resultado após 2PU

aUP Detonação .................................................................. 56

Figura V.7 - Preparação da Malha Explosiva ............................................................... 58

Figura V.8 - Resultado do Ensaio................................................................................. 58

Figura V.9 - Extensômetro .................................................................................... 58

Figura V.10 - Medição de Deformação......................................................................... 58

Figura V.11 - Abertura de frente livre ........................................................................... 59

Figura V.12 - Resultado da detonação ......................................................................... 59

Figura V.13 - Câmara de Orifício - REPLAN ................................................................ 60

Figura V.14 - Parede após Furação ............................................................................. 60

Figura V.15 - Escorvamento dos Cartuchos................................................................. 60

Figura V.16 - Montagem Final da Malha ...................................................................... 60

Figura VI.1 - Seção de Riser ........................................................................................ 63

Figura VI.2 - Crossover................................................................................................. 64

Figura VI.3 - Variação da deformação específica axial x tempo causada

pela detonação teste................................................................................ 67

Figura VI.4 - Variação da deformação específica circunferencial x tempo causada

pela detonação teste................................................................................ 68


pela detonação para remoção. ................................................................ 69

xiii


pela detonação para remoção. Mesmo ponto de medição da

deformação mostrada na figura VI.6....................................................... 69

Figura VI.7 - Extensômetro usado para a medição do gradiente de deformação ........ 72

Figura VI.8 - Instalação do extensômetro para medição do gradiente de deformação.72

Figura VI.9 - Valores obtidos em pontos vizinhos, na direção circunferencial,

para o pico de deformação e para a deformação residual,

após detonação, na parede externa do tubo dentro do perímetro da

região do furo (Figura VI.9) ...................................................................... 73

Figura VII.1 - Estrutura do Riser e Subestrutura Gerada ............................................. 76

Figura VII.2 - Malha com 100 Elementos para Subestrutura 1..................................... 77

Figura VII.3 - Malha com 625 Elementos para Subestrutura 2..................................... 77

Figura VII.4 - Malha com 2500 Elementos para Subestrutura 3................................... 78

Figura VII.5 - Gráfico Pressão x Tempo [18] ................................................................ 79

Figura VII.6 - Curva Pressão x Tempo para explosivo Composto B (TC1) .................. 80

Figura VII.7 - Curva Pressão x Tempo calibração proposta (TC2)............................... 80

Figura VII.8 - Condições de Contorno .......................................................................... 81

Figura VII.9 - (a) Quadrilátero de 4 nós e (b) Quadrilátero de 8 nós [19] ..................... 81

Figura VII.10 - Estrutura gerada através do iDIANA..................................................... 82

Figura VII.11 - Campo de Deformação gerado pelo iDIANA ........................................ 83

Figura VII.12 - Resultado obtido com a Modelagem M1R1.......................................... 84












Figura VIII.1 - Comparação entre os Resultados Experimental e Numérico

para a variação da deformação específica (µS) x tempo (µs) .............. 95

xiv

LISTA DE TABELAS

TUTabela III.1 - Distribuição Percentual de Energia para Desmonte de Rochas [8]UT ........ 31

TUTabela VI.1 - Características do Aço ASTM A 516 70 [16] UT........................................... 68

TUTabela VI.2 - Picos e Residuais de Deformação para Dinamite e RefratexUT ................. 71

TUTabela VI.3 - Deformações para Costados de Espessura DiferentesUT .......................... 71

TUTabela VII.1 - Propriedades Físicas e do Material UT........................................................ 78

TUTabela VII.2 - Parâmetros e Elementos Utilizados nas Modelagens NuméricasUT ......... 84

xv

LISTA DE SIGLAS E SÍMBOLOS

Siglas

A/D – Analógico / Digital

ABB – Asea Brown Boveri

ACI – American Concrete Institute

ANFO – Ammonium Nitrate and Fuel Oil

APR – Análise Preliminar de Riscos

ASTM – American Society for Testing and Materials

CENPES – Centro de Pesquisas da Petrobras

DC – Corrente contínua

DEE – Departamento de Engenharia Elétrica

EPP – Enhanced Parallel Port, Porta Paralela Ressaltada

FCC – Fluidized Catalytic Cracker, Craqueador Fluido - Catalítico

HMX – Hexa Methylene Tetramine ou High Melting Explosive

IMBEL – Indústria de Material Bélico do Brasil

MEF – Modelagem em Elementos Finitos

MXRY – Nomenclatura dada aos modelos e resultados, onde X é o número do modelo

e Y o número do resultado

RECAP – Refinaria de Capuava, SP

REPLAN – Refinaria de Paulínia, SP

REVAP – Refinaria do Vale do Paraíba – São José dos Campos, SP

RPBC – Refinaria Presidente Bernardes Cubatão, SP

TCC – Thermal Catalytic Cracker, Craqueador Catalítico Térmico

TNT – Trinitrotolueno

UFCC - Unit of Fluid Catalytic Cracking, Unidade de Craqueamento Fluido - Catalítico

UNESP – Universidade do Estado de São Paulo

URFCC – Unit of Residue Fluid Catalytic Cracking, Unidade de Resíduo de

Craqueamento Fluido - Catalítico

Símbolos Latinos

0

_v – valor de disparo

° C – grau Celsius

a – amortecimento

B – afastamento

xvi

c – coeficiente de amortecimento do bloco

c B1 B– coeficiente de amortecimento do isolador ou suporte (classe I e classe II,

respectivamente)

c B2B – coeficiente de amortecimento do elemento a ser protegido ou isolador (classe I e

classe II, respectivamente)

cal – caloria

c Bc B– coeficiente de amortecimento crítico

cm – centímetro

cmP

2P – centímetro quadrado

d – deflexão limite

D – Diâmetro

d B1 B– deflexão limite para isolador amaciado

d Bf B – diâmetro do furo carregado com explosivo

e – espessura

E – módulo de elasticidade

e BaB – espessura do costado metálico

e Br B– espessura da camada de refratário

F – força exercida na massa pela mola

F B1 B– força exercida sob o isolador ou suporte (classe I e classe II, respectivamente)

F Bc B – força transmitida pelo isolador

F BFB – força exercida sob a base

F Bm B– máxima força da mola

F Bs B – força desenvolvida pelo isolador em uma extensão δ

g – grama

GPa – GigaPascal

H – altura

k – coeficiente de condutividade térmica

k B1B – rigidez do isolador ou suporte (classe I e classe II, respectivamente)

k B2 B– rigidez do componente a ser protegido ou isolador (classe I e classe II,

respectivamente)

k BeB – fator de extensômetro ou ganho de extensômetro

kg – quilograma

kgf – quilograma força

kHz – quiloHertz

k Bi B – inclinação inicial da curva

k BmB – rigidez da mola

kN – quiloNewton

xvii

L – voltagem lida pelo conversor A/D

L Ba B– Comprimento de arco

L BS B– Comprimento

m – metro

mB1 B– massa do isolador ou suporte (classe I e classe II, respectivamente)

mB2 B– massa do componente a ser protegido ou isolador (classe I e classe II,

respectivamente)

mP

3P – metro cúbico

mBaB – massa do bloco ou equipamento

mBc B – massa do componente flexível

mBF B– massa da base

MHz – MegaHertz

MJ – MegaJoule

mm – milímetro

mmP

2 P– milímetro quadrado

MPa – MegaPascal

ms – milisegundos

P – Passo

Pa – Pascal

Q – ganho do amplificador

Q20SH – elemento quadrilátero para cascas

QU4 – elemento quadrilátero de 4 nós

rad – radianos

S – espaçamento

s – segundo

T – período

t – tempo

TC1 – Curva de tempo 1

TC2 – Curva de tempo 2

u – deslocamento do suporte

cu•

– mudança de velocidade •

u – velocidade do suporte ••

u – aceleração do suporte

B

•

uB

– passo de velocidade

xviii

B mu••

B– amplitude do pulso

V – voltagem de excitação da ponte de Wheatstone

Vdc – voltagem em corrente contínua

VBo B– voltagem de saída

B x B– deslocamento absoluto ••

x – aceleração absoluta

B 1x B– deslocamento absoluto do sub-sistema 1 – isolador ou suporte (classe I e classe

II, respectivamente)

B 2x B– deslocamento absoluto do sub-sistema 2 – componente a ser protegido ou

isolador (classe I e classe II, respectivamente)

B

••

xB

– aceleração máxima

Símbolos Gregos

δ – deflexão da mola •

δ – taxa de deflexão da mola ••

δ – aceleração da deflexão da mola

B 1δ B– deflexão da mola para o sub-sistema 1 – isolador ou suporte (classe I e classe II,

respectivamente)

B 1

•

δ B– taxa de deflexão da mola para o sub-sistema 1 – isolador ou suporte (classe I e

classe II, respectivamente)

B 2δ B– deflexão da mola para o sub-sistema 2 – componente a ser protegido ou isolador

(classe I e classe II, respectivamente)

2

•

δ – B Btaxa de deflexão da mola para o sub-sistema 2 – componente a ser protegido ou

isolador (classe I e classe II, respectivamente)

B mδ B– máxima deflexão B

ε – deformação •

ε – taxa de deformação

µS – microstrain; deformação específica; (m/m) x 10 P

-6 P

ν – B Bcoeficiente de poisson

xix

π – 3.14159256

ρ – B Bmassa específica

σB B– tensão

τ – duração do pulso

τ BτB – duração efetiva do pulso

ωBn B– freqüências naturais

ζ – amortecimento crítico

1

CAPÍTULO I

I INTRODUÇÃO

I.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

Existem, no mundo, milhares de equipamentos industriais que possuem

concreto refratário como revestimento interno. Estes equipamentos encontram-se

instalados em diversos setores industriais como, por exemplo: refino de petróleo,

siderurgia, cimento, papel e celulose, petroquímica, dentre outros.

O refratário, que tem como principal função isolar termicamente esses

equipamentos, sofre desgaste, e perde suas propriedades com o tempo, tornando

necessária a sua substituição. Para tanto, é necessário realizar a remoção do

refratário instalado. Esta atividade, em geral, é feita em paradas de manutenção

programada ou mesmo de emergência quando ocorrem imprevistos.

Atualmente, a remoção de refratários é realizada através do emprego de

marteletes pneumáticos. Esta técnica torna a atividade de remoção de refratário muito

insalubre, bastante insegura e extremamente lenta. As conseqüências principais são

então: péssimas condições de trabalho, alta exposição ao risco e grandes perdas

financeiras para a unidade de produção principalmente quando a remoção é caminho

crítico.

Em refinarias de petróleo, por exemplo, uma parada de um FCC - Fluidized

Catalytic Cracker (Craqueador Catalítico em Leito Fluidizado) – figura I.1, possui um

lucro cessante, em média, da ordem de US$ 300.000 a US$ 500.000 por dia [1]. Ou

seja, a redução do tempo de parada que pode ser obtida através da diminuição no

tempo de execução de atividades que estão no caminho crítico, como pode ser o caso

da remoção de refratários, é fundamental para a diminuição das perdas de produção

nesse importante setor da economia.

Desta forma, torna-se necessário o advento de novas técnicas para que as

paradas de manutenção possam ser feitas em um tempo cada vez menor. Contudo, é

importante ressaltar que estas tecnologias devem ser acompanhadas de respaldo

técnico consistente de forma a proporcionar segurança no emprego destas inovações.

2

Figura I.1 - Unidade de FCC

A Indústria de Material Bélico do Brasil - IMBEL em parceria com a Asea Brown

Boveri - ABB e com apoio da Petrobrás desenvolveu uma tecnologia para a remoção

de concreto refratário em equipamentos de FCC com o uso de micro-detonações que

foi batizada com o nome de Tecnologia Refratex.

Este desenvolvimento ocorreu no período de 2000 a 2003 quando a Petrobrás

validou os resultados obtidos, homologando a nova tecnologia. Muito já foi feito desde

que começou este desenvolvimento; mas de forma a contribuir para a ampliação dos

conhecimentos nesta área, este trabalho tem como objetivo realizar uma modelagem

numérica do problema dinâmico das micro-detonações e conseqüentes deformações

localizadas na estrutura metálica, cilíndrica tubular, de um riser de FCC, utilizando o

método dos elementos finitos.

Riser

Crossover

3

I.2 ESCOPO DO TRABALHO

O objetivo principal deste trabalho é avaliar as deformações locais produzidas

na seção metálica do riser pelas micro-detonações, necessárias para realizar a

remoção de concreto refratário antierosivo C que reveste um riser de FCC. Para tanto,

é implementado um modelo em elementos finitos com o uso do programa DIANA. O

modelo implementado é calibrado com os resultados experimentais disponíveis. Uma

vez calibrado, o modelo gerado em elementos finitos se constitui uma ferramenta útil

tanto para pré-programar e pré-avaliar o desempenho da atual técnica, quanto para

realizar novos desenvolvimentos, e melhoramentos dessa tecnologia.

O trabalho está dividido em nove capítulos (incluindo esta introdução), os quais

versam sobre os seguintes assuntos:

II. Concreto Refratário

III. Explosivos em Engenharia

IV. Isolamento de Choque

V.Tecnologia Refratex

VI. Metodologia e Resultados Experimentais

VII. Modelagem Numérica e Resultados

VIII. Análise dos Resultados

IX. Conclusões e Sugestões

Os quais têm o seguinte escopo:

• UFundamentos Teóricos da Tecnologia Refratex Esta etapa tem como objetivo fazer uma abordagem dos conhecimentos

teóricos básicos mais importantes para um melhor entendimento do processo de

desenvolvimento da tecnologia de remoção de concreto refratário com o uso de

explosivos.

De forma a tornar mais didática a apresentação deste trabalho de tese, esta

etapa está dividida em quatro capítulos, a saber:

II. Concreto Refratário;

III. Explosivos em Engenharia;

IV. Isolamento de Choque;

V. Tecnologia Refratex;

4

Os capítulos II a IV abordam distintos conhecimentos necessários para o

entendimento da Tecnologia Refratex descrita no capítulo V.

• UMetodologia e Resultados Experimentais

Este capítulo tem como objetivo apresentar resultados experimentais obtidos

em ensaios de campo. Os principais tópicos abordados serão: procedimento

experimental, dificuldades encontradas e os resultados experimentais propriamente

ditos.

• UModelagem Numérica e Resultados

Neste capítulo são descritos: os processos de geração e visualização de

resultados através da modelagem com elementos finitos realizada com a utilização do

software DIANA. São também apresentados os resultados obtidos por meio desse

software.

• UAnálise dos Resultados

Neste capítulo, os resultados experimentais e os numéricos obtidos, através da

modelagem computacional, são comparados e analisados. A validade dos resultados

obtidos é também avaliada a luz das limitações e desvios das metodologias e das

técnicas de modelagem utilizadas.

• UConclusões e Sugestões

O objetivo desse capítulo é apresentar um resumo das contribuições do

presente trabalho e algumas conclusões com base nos resultados numéricos obtidos.

São também citadas as principais dificuldades encontradas na sua elaboração e,

ainda, feitas algumas sugestões para futuros trabalhos na mesma área.

5

CAPÍTULO II

II CONCRETO REFRATÁRIO

II.1 INTRODUÇÃO

Em primeiro lugar, é importante esclarecer que este estudo se baseia em grande

parte em [2] e [3].

Concretos refratários são concretos especiais, conforme definido em (American

Society for Testing and Materials - ASTM C71), que tem propriedades químicas e

físicas que os tornam aplicáveis para estruturas, ou como componentes de sistemas,

os quais são expostos em ambientes acima de 538 ° C e adequados para uso em

temperaturas de até 1870 ° C [3].

Os concretos refratários devem resistir a forças destrutivas que não são

normalmente encontradas no concreto comum produzido com cimento Portland. A

seleção do concreto refratário mais apropriado para uma determinada aplicação

depende dos requisitos específicos da operação.

II.2 MATERIAIS COMPONENTES

O concreto refratário como qualquer outro tipo de concreto é de maneira geral

composto por um meio aglomerante (cimento + água) e agregados.

O cimento utilizado para a produção dos concretos refratários, em geral, é o

cimento cálcio aluminoso. Contudo, existem alguns tipos de cimento Portland definidos

pela ASTM que podem ser utilizados para a produção de concretos refratários.

O cimento cálcio aluminoso é normalmente classificado em três categorias:

baixa pureza, intermediária pureza e alta pureza.

Os agregados para a produção de concreto refratário são materiais granulares

que podem ser misturados ao cimento cálcio aluminoso mais água para formar uma

massa de concreto adequada. A seleção apropriada do tipo e granulometria dos

agregados é essencial para obtenção das propriedades refratárias desejadas em uma

aplicação específica [3].

Existem diversos tipos de agregados para a produção de concreto refratário.

Os principais tipos e respectivas especificações podem ser encontrados em [3].

6

II.3 PROJETOS DE MISTURA E CLASSIFICAÇÃO

Para se obter um concreto refratário de qualidade é necessário ter um projeto

de mistura adequado e seguir rigorosamente os procedimentos para a fabricação.

II.3.1 Projetos de Mistura

O objetivo do projeto de mistura do concreto e o cálculo das proporções de

mistura têm sido estabelecidos pela Portland Cement Association [2] como “a mais

econômica e prática combinação de materiais facilmente disponíveis para produzir um

concreto que satisfaz os requisitos de desempenho sob condições particulares de

uso”. Existem vários métodos (Portland Cement Association, 1979; American Concrete

Institute, 1989; Shacklock, 1974; Teychenné et al., 1975) usados para dosagem de

mistura de concreto, dos quais o método do American Concrete Institute é

provavelmente o mais largamente utilizado na prática. Deve ser mencionado, contudo,

que muitas variáveis estão envolvidas no projeto de mistura do concreto e não é

possível projetar uma mistura que irá teoricamente satisfazer todas as condições

especificadas.

Na classificação e projeto de misturas de concreto não é apenas a densidade

em volume, mas também a temperatura de operação ou limite de serviço que são

definidas. Desta forma, os concretos refratários têm sido considerados pertencentes

às três seguintes subclasses baseadas na temperatura de serviço [3].

II.3.1.1 Concretos Cerâmicos

São aqueles utilizados para temperaturas superiores a 900 ° C. Em concretos

normais o tamanho e a qualidade dos agregados podem afetar a razão cimento –

agregado, a demanda de água e a trabalhabilidade do concreto. Estes fatores são

importantes para: porosidade, resistência, peso unitário e deformação linear de

concretos normais. Para resistência, em especial, em temperaturas superiores a 300 –

400 ° C as ligações hidráulicas entre o cimento hidráulico e o agregado decrescem.

Em altas temperaturas as ligações hidráulicas possuem menor importância do que a

sinterização que pode iniciar em temperaturas acima de 900 ° C. Nestas temperaturas,

a pasta de cimento e as partículas agregadas finas reagem termoquimicamente para

formar uma cerâmica ou fase de sinterização.

7

II.3.1.2 Concretos Resistentes ao Calor

Este concreto é geralmente utilizado em temperaturas entre 500 e 900 ° C.

Ótima qualidade e tamanho do agregado são importantes para a resistência do

concreto uma vez que o cimento tornou-se completamente desidratado sem

sinterização [3].

II.3.1.3 Concretos para Temperaturas Menores do que 500 ° C

A terceira subclasse consiste de concretos para uso em temperaturas abaixo

de 500 ° C. Neste limite, o concreto retém algumas ligações hidráulicas quando

aquecido e possui desempenho satisfatório quando sujeito ao ciclo térmico [2].

II.3.2 Conteúdo de Água

O conteúdo de água de concretos refratários moldáveis é importante, pois afeta

a trabalhabilidade ou consistência do concreto fresco bem como as propriedades de

resistência e retração por secagem. Existem consideráveis variações nas

propriedades dos agregados utilizados nos refratários e concretos resistentes ao calor.

O comportamento reológico de vários cimentos utilizados no concreto refratário

também exibe diferenças significantes [2,3] A determinação de uma razão água –

cimento, específica para obter um conteúdo de água ótimo requerido para a

consistência e outras propriedades do concreto, não tem aplicação geral para

concretos refratários especialmente para aqueles que contêm estabilizadores

cerâmicos.

Os concretos refratários geralmente são fabricados com cimentos cálcio -

aluminosos. A quantidade de água requerida para a hidratação deste tipo de cimento é

maior do que a necessária para a hidratação do cimento Portland. Pastas de cimento

aluminoso, portanto, tem menos água evaporável e menor porosidade do que as

pastas de cimento Portland de misturas em proporções similares. Todavia, as pastas

de cimento aluminoso quando aquecidas perdem sua água evaporável e

quimicamente combinam água de modo análogo às pastas de cimento Portland,

Bazant et al., [2].

Pode-se afirmar também que uma das vantagens especiais do uso de cimentos

aluminosos para concretos refratários resistentes ao calor é que eles perdem sua água

8

gradualmente quando aquecidos, uma vez que em cimentos Portland o processo é

mais descontínuo, Petzold e Röhrs [2]. Isto torna mais estáveis as estruturas de

concreto de cimentos aluminosos quando aquecidas.

II.4 FABRICAÇÃO, INSTALAÇÃO E CURA Nas seções a seguir serão descritos os processos de fabricação e instalação

mais comuns e também como se processa a cura deste tipo de concreto.

II.4.1 Fabricação e Instalação

A tecnologia normal para a fabricação e instalação de concretos comuns para

propósitos gerais tem sido estudadas e descritas extensivamente. Muito desta

experiência é também aplicável para concretos refratários, apesar de certos fatores

necessitarem ser considerados quando aplicados para a fabricação de concretos

refratários. Existem, por exemplo, diferenças com respeito à trabalhabilidade própria

para o uso de certos agregados especiais não utilizados normalmente em concreto

comum, e agregados muito finos utilizados em conexão com a sinterização. As

temperaturas, durante a mistura e cura de concreto cálcio aluminoso, requerem

também atenção especial.

Existem vários métodos de instalação de concretos refratários tais como:

moldagem no local, concreto projetado, bombeamento e extrusão, moldagem com

pistola pneumática, aplicação com espátula e compactação a seco [3]. Moldagem no

local e concreto projetado são os métodos mais utilizados freqüentemente.

II.4.1.1 Moldagem no Local

A moldagem no local é provavelmente o método mais comum de instalação ou

colocação de concretos refratários. As propriedades reológicas do concreto, em

função de tempo e conteúdo de água são particularmente importantes. O concreto

deve ter boa trabalhabilidade para um baixo conteúdo de água. Como o tempo para

trabalhar pode ser curto, é recomendado por [3] que todos os concretos refratários

moldáveis sejam moldados imediatamente após a mistura. Petzold e Röhrs [2]

estabeleceram que, para concreto cálcio aluminoso, a cura molhada deve ser iniciada

não mais do que 4 a 5 horas depois da instalação.

9

Givan et al [2] mostraram que a temperatura durante a mistura e cura do

concreto refratário feito com cimento cálcio aluminoso tem um efeito significante na

resistência do concreto.

II.4.1.2 Concreto Projetado

O método do concreto projetado consiste no transporte de agregado e

aglutinante pneumaticamente através de um tubo para o bocal do alimentador de uma

pistola onde o ar comprimido é utilizado para aumentar a velocidade, os materiais

misturados são então projetados em uma superfície. No método de “mistura seca” a

maior quantidade de água é adicionada no bocal, enquanto que no método de “mistura

molhada” a água é misturada com o aglutinante e o agregado antes de ser

transportada para o bocal. No método do concreto projetado, como na moldagem no

local, as propriedades reológicas do concreto, particularmente durante os primeiros 20

minutos de operação, são muito importantes.

Foi estabelecido por [3] que o método do concreto projetado pode aumentar a

densidade dos concretos refratários com conseqüentes mudanças em outras

propriedades físicas. O crescimento na densidade para aplicação de concretos por

projeção, comparado com o concreto refratário isolante moldado, pode afetar

seriamente o valor do seu isolamento e deve ser levado em conta.

II.4.1.3 Moldagem com Pistola Pneumática

Esta técnica é similar ao concreto projetado (mistura seca) exceto ao fato de

que um dispositivo redutor de energia é conectado ao corpo do bocal de alimentação

em substituição a ponta padrão do bocal utilizado no método do concreto projetado. A

maior vantagem desse dispositivo conectado ao bocal é um maior controle do

conteúdo de água que é adicionado à mistura e também a redução da velocidade com

que o material é lançado. A redução de velocidade no lançamento do material traz

como principal vantagem uma menor necessidade de acabamento final tornando o

serviço mais rápido que o realizado pelo método do concreto projetado. No mais, os

requisitos para a moldagem com pistola pneumática são similares ao do método do

concreto projetado. Este método é utilizado para executar a aplicação de pequenos e

grandes volumes de agregado fino e/ou agregado grosso de concretos refratários em

locais restritos e normalmente inacessíveis [3].

10

II.4.2 Cura

Uma cura apropriada de todos os concretos, incluindo os concretos refratários,

é um requisito fundamental para as suas propriedades. A reação de hidratação de

cimentos de alta-alumina, que geralmente é utilizada em concretos refratários, é muito

mais rápida do que para os cimentos Portland comuns. A hidratação do cimento de

alta alumina pode se completar quase nas primeiras 24 horas após a mistura. O

desenvolvimento de resistência é também muito alto e cerca de 80 % de sua

resistência última pode ser atingida dentro das primeiras 24 horas após a mistura. A

hidratação dos cimentos cálcio aluminosos de alta alumina é uma reação exotérmica e

grandes quantidades de calor são produzidas resultando em um rápido acréscimo na

temperatura do concreto enrijecido. As superfícies expostas do concreto devem ser

mantidas úmidas de forma que o cimento tenha uma presença de água suficiente para

satisfazer a hidratação. Pode-se notar conforme o exposto que a temperatura de cura

do concreto refratário feita com cimento cálcio aluminoso tem um efeito significante na

resistência última, Givan et al. [2].

Baixas temperaturas de cura aumentam a possibilidade de fragmentação

térmica explosiva. Desta forma [3] recomenda-se que, quando possível, o concreto

refratário deve ser mantido fresco para temperaturas de cura menores do que 99 ° C,

pois:

(a) A máxima temperatura de serviço de um concreto refratário, aplicado em

um equipamento, não será normalmente atingida,

(b) Altas temperaturas no concreto durante o seu enrijecimento podem produzir

tensões térmicas grandes o bastante para causar fissuras durante o

resfriamento.

Por estas razões uma atenção especial deverá ser dispensada para a cura do

concreto refratário particularmente durante as primeiras 24 horas depois da

moldagem. A cura deve iniciar tão logo seja possível, após a preparação inicial do

concreto, que pode ocorrer de 4 a 10 horas depois da mistura em temperatura

ambiente normal. O concreto deve ser mantido úmido por ao menos 24 horas,

preferencialmente mais, pelos métodos de cura usualmente adotados na prática tais

como cobertura com materiais que mantêm a mistura constantemente molhada, spray

contínuo de água, ou a aplicação de componentes adequados para uma cura líquida

que formam uma membrana de retenção da mistura na superfície do concreto.

11

II.4.3 Secagem e Queima

Depois de curado, o concreto refratário deve ser seco e então aquecido ou

queimado para atender os requisitos de operação ou temperatura de serviço. Os

procedimentos de secagem e queima têm efeitos importantes nas propriedades dos

concretos que estarão sujeitos a altas temperaturas.

O calor de hidratação do cimento de alta-alumina em concretos refratários seca

parcialmente o concreto, mas não pode eliminar completamente a água livre presente

nele. Assim sendo, o concreto refratário deve ser seco em 105 °C antes de ser

exposto em temperaturas de operação.

Devido à água presente e a baixa permeabilidade da maioria dos concretos

refratários, a taxa de aquecimento durante o primeiro aquecimento depois da secagem

do concreto deve ser baixa o bastante para evitar fissuras [3].

II.5 PROPRIEDADES FÍSICAS, TÉRMICAS E QUÍMICAS

Em muitos aspectos, os concretos refratários são similares ao concreto normal.

Contudo, eles possuem algumas diferenças salientes. São descritas as seguintes

propriedades físicas e térmicas: porosidade e permeabilidade, expansão térmica

explosiva, expansão e retração, calor específico, condutividade térmica, resistência à

abrasão e erosão. São abordadas também as seguintes características químicas:

comportamento na presença de gases, interação com escória ou líquidos corrosivos e

interação com metal fundido.

II.5.1 Porosidade e Permeabilidade

A estrutura porosa do concreto afeta suas propriedades físicas e mecânicas. O

conhecimento da permeabilidade em diferentes temperaturas permite melhores

estimativas de taxas de secagem para concretos refratários e a penetração de gases e

líquidos. Os fatores mais importantes que afetam a porosidade de concretos refratários

depois de aquecidos são: o nível de temperatura e a formação de ligações cerâmicas

entre os aglutinantes e os agregados. Um crescimento gradual na temperatura do poro

causa um crescimento no seu volume e uma mudança na distribuição de tamanhos de

poros nas pastas de cimento Portland endurecido. O crescimento no volume ocorre,

pois, a desidratação cria um espaço adicional no poro.

12

II.5.2 Fragmentação Térmica Explosiva

Se estiver presente umidade no concreto antes do primeiro aquecimento ou

queima, ou se ele é aquecido muito rapidamente, pode ocorrer formação de vapor

quando o concreto é exposto a temperaturas de operação. A formação de vapor pode

também ser devida a um repentino desenvolvimento de vapor úmido causado pela

desidratação de vários compostos hidratados no cimento. Há conseqüentemente uma

possibilidade de fragmentação térmica explosiva durante a queima, ou o aquecimento

inicial, de concretos refratários feitos com cimento hidráulico.

Gitzen e Hart [2] referiram-se a parâmetros como o teor de umidade,

permeabilidade, distribuição do tamanho de poro, estrutura física, condutividade

térmica, resistência das ligações e método de colocação, os quais são considerados

terem efeito na fragmentação explosiva. A permeabilidade de concretos refratários

isolantes é geralmente considerada suficientemente alta para prevenir a possibilidade

de fragmentação térmica explosiva, Crowley e Johnson [2].

Controlar a temperatura de cura, realizar uma secagem cuidadosa e programar

a queima, são medidas necessárias para evitar a expansão térmica explosiva nos

concretos refratários, Bazant et al., [2] e Gitzen e Hart [2].

II.5.3 Expansão e Retração

O concreto não retorna usualmente ao seu comprimento inicial em

subseqüentes resfriamentos, isto é, ele é dimensionalmente instável. Harmanthy e

Allen [2] relataram que para concretos feitos com agregados de silício, aquecidos a

1000 ° C e subsequentemente resfriados, existe uma expansão residual, enquanto que

para concretos feitos com agregados de escória ocorre uma contração residual. Essas

mudanças dimensionais residuais irreversíveis devêm-se a mudanças químicas e

físicas que ocorrem quando o concreto é aquecido.

Em geral, foi concluído que as mudanças dimensionais residuais irreversíveis

são principalmente influenciadas pelas propriedades do cimento, dos agregados, do

teor de umidade e da temperatura máxima na qual o concreto é aquecido.

O comportamento de expansão e retração de concretos refratários é muito

complexo e quando é medida a expansão térmica observa-se que durante o primeiro

aquecimento ocorre retração em vez de expansão em certos intervalos de

temperatura. Mais precisamente isto ocorre entre 204 e 316 ° C, Fowler e Farris [2].

Estes intervalos de temperatura correspondem aproximadamente aos intervalos da

13

reação de desidratação do cimento. A taxa de aquecimento também afeta a dilatação

térmica, Farris [2].

A maioria dos concretos refratários de peso normal exibe uma retração

permanente de menos de 1,0 % depois de aquecido a 1093 ° C, enquanto que a uma

temperatura de 1649 ° C ocorre expansão permanente de 0,7 % como relatado por [3].

Já os concretos refratários de peso leve exibem uma retração permanente linear de

menos de 1,5 % quando aquecidos a 1232 ° C e então resfriados.

II.5.4 Calor Específico

Dados do calor específico do concreto refratário são necessários para se fazer

cálculos térmicos. Como os agregados constituem a maior parte do volume do

concreto, o calor específico dos agregados domina o valor do calor específico do

concreto de forma relevante. Em geral, tem-se admitido como um valor médio, em

baixas temperaturas, 0.20 cal g P

-1 P° C P

-1P podendo ser utilizado para todos os materiais

de concretos refratários. O calor específico cresce com a temperatura, e a 1400 ° C,

ele é de 0.28 – 0.30 cal g P

-1 P° C P

-1P [2].

II.5.5 Condutividade Térmica

O coeficiente de condutividade térmica k de um material é geralmente

considerado ser uma função não apenas de sua composição, mas também da sua

porosidade e temperatura. A porosidade tem um importante efeito na condutividade

térmica de concretos refratários (especialmente no caso de concretos refratários de

peso leve). Esta característica do concreto refratário é geralmente similar ou um pouco

menor do que o valor k do agregado no concreto.

Para concreto refratário produzido com cimento aluminoso e agregado tipo

chamotte, os valores de k relatados tem sido entre 0.55 e 0.95 kcal m P

-1P h P

-1P ° C P

-1P. [2].

Valores para concretos refratários feitos com minério de cromo-magnésio, sillimanite,

bauxita calcinada, magnésio sinterizado, corundum fundido e magnésio fundido tem os

seguintes valores 1.0, 1.25, 1.5, 1.5, 2.0 e 3.0 kcal mP

-1P h P

-1P ° C P

-1P, respectivamente

Petzold e Röhrs [2].

O coeficiente de condutividade térmica, em geral, cresce com o crescimento da

temperatura, apesar de que para os concretos de alta alumina o valor de k decresce

com a temperatura. Os efeitos da temperatura na condutividade térmica dos concretos

14

refratários são complexos. Wallace e Criss [2], por exemplo, mostraram que o pré-

aquecimento dos concretos produzidos com cimento aluminoso e agregados de sílica

– alumina possui valores maiores de k quando pré-aquecidos a 1316 ° C do que

quando aquecidos a 927 ° C. A condutividade térmica então cresce com a temperatura

bem como as ligações cerâmicas se desenvolvem. Diferentes valores foram obtidos

durante o ciclo de aquecimento, ao contrário do que foi obtido para o ciclo do

resfriamento, e isto indica a importância da história térmica.

Os resultados de testes de condutividade térmica realizados em concretos

refratários têm sido interpretados em termos de quantidades relativas de cimento

hidráulico e ligações cerâmicas, Larsen e Nakamura [2]. Três zonas ou regiões de

comportamento têm sido sugeridas, os quais correspondem a níveis de temperatura

que consistem de:

(a) manutenção do material hidratado;

(b) perda da água quimicamente combinada;

(c) desenvolvimento de ligações cerâmicas.

A existência destas zonas é dependente do tempo, pois a desidratação e a

formação das ligações cerâmicas dependem do tempo e da temperatura.

A condutividade térmica dos concretos refratários de peso leve é uma das mais

importantes propriedades físicas e eles são largamente utilizados como um material

isolante.

II.5.6 Resistência à Abrasão e Erosão

Em vários processos industriais os concretos refratários são sujeitos à abrasão

e à erosão. Wygant e Buckley [2] relataram os resultados de investigações a este

respeito referindo-se particularmente às condições na indústria de refino de petróleo.

Poucos anos depois, Gitzen et al., [2] mostraram que os concretos de cimento de alta

alumina tinham, particularmente, boa resistência à erosão quando comparados a

outros concretos.

Os concretos refratários que tem maior resistência à abrasão ou resistência ao

uso são aqueles de maior densidade e maior resistência mecânica. Fisher [2] indicou o

efeito do excesso de água, e conseqüentemente resistência mais baixa, na redução da

resistência à abrasão dos concretos refratários. Wygant e Buckley [2] também

15

indicaram que na abrasão a superfície inteira do material é atacada, enquanto que na

erosão apenas as fases minerais com mais baixa resistência são atacadas.

A resistência à erosão é geralmente maior para concretos feitos com cimentos

de alumina de alta pureza do que para aqueles feitos com cimento de alumina de

baixa pureza, Bakker [2].

II.5.7 Comportamento na Presença de Gases

Sob condições de operação, os concretos refratários podem ser expostos a

uma grande variedade de gases. Contudo, muito pouca informação está disponível

sobre os efeitos dos gases nos concretos refratários sob condições de operação.

Os concretos refratários feitos com cimento cálcio aluminoso podem

desintegrar em um ambiente rico em monóxido de carbono e quando o concreto

contém ferro livre ou óxidos de ferro, Gitzen et al., [2]. Particularmente na presença de

vapor, pode ser mostrado que o monóxido de carbono tende a reduzir o módulo de

ruptura em até 95 % do seu valor inicial, no concreto que possui Al B2BOB3B, B Bdepois de um

período relativamente curto de 18 dias, Bakker [2]

A alta pressão dos gases reduz a resistência dos concretos refratários feitos

com cimento hidráulico, Fuller et al., [2] e Crowley [2]. A presença de compostos

voláteis de álcali em um ambiente gasoso tem um efeito muito prejudicial e pode

causar a desintegração do concreto refratário. Isto se deve à formação dos silicatos de

álcali-alumina de baixa resistência, Bakker et al., [2]

II.5.8 Interação com Escória ou Líquidos Corrosivos

Em alguns processos industriais, líquidos corrosivos tais como escórias podem

ser formadas e podem afetar o concreto refratário quando entram em contato com ele.

Os aluminatos de cálcio no concreto reagem em altas temperaturas com os silicatos

de alumínio nos agregados dos refratários para formar os silicatos de cálcio alumínio

de baixo ponto de fusão; isto freqüentemente resulta em um rápido desgaste, Bakker

et al., [2]. Concretos refratários feitos com agregados de alumina tabular e cimento

aluminoso de alta pureza, e que, portanto, tem alto conteúdo de Al B2BOB3B, tem boa

resistência às escórias mais comuns.

16

II.5.9 Interação com Metal Fundido

Concretos refratários feitos com cimento de alta alumina e agregados de

corundum têm mostrado possuir boa resistência ao sódio enquanto bons resultados

podem ser esperados quando feitos com alumina tabular, aglomerado chamotte,

zircônio, magnésio ou agregados de carbeto de silício. Isto ocorre, provavelmente,

devido ao fato de que estes concretos não contêm grandes quantidades de sílica,

Bazant et al.,[2] e Bazant [2]. Agregados de minério de cromo devem, portanto, ser

evitados.

Concretos refratários feitos com cimentos não-hidráulicos tais como: concreto

fosfato-colados, magnésio-colados ou waterglass-colados, têm sido considerados de

interesse, por Bazant [2], pois possuem considerável resistência ao sódio líquido. Isto

se deve ao fato destes cimentos não precisarem de água para o seu endurecimento

químico e, portanto não contêm colagem química da água que pode soltar em altas

temperaturas e reagir violentamente com sódio prejudicando as propriedades do

concreto. Apesar da reatividade química do concreto waterglass com o sódio líquido

ser consideravelmente insignificante, o uso do concreto waterglass é considerado

questionável devido a sua alta porosidade, alta permeabilidade e baixa resistência,

Bazant et al., [2].

II.6 PROPRIEDADES MECÂNICAS

Em termos de propriedades mecânicas, os concretos refratários mostram

muitas similaridades aos concretos produzidos com cimento Portland comum.

Contudo, as características dos materiais, tais como resistência ou fluência específica

podem possuir valores diferentes, especialmente quando temperaturas de 1000 ° C,

que estão bem além do campo de atuação do concreto produzido com cimento

Portland, são consideradas. Além disso, em altas temperaturas, algumas importantes

diferenças qualitativas são encontradas – por exemplo, um crescimento da ductilidade

(decréscimo de fragilidade) associado com um grande crescimento da fluência

específica (deformação por unidade de tensão), pois o ponto de fusão está próximo;

ou o crescimento da componente fluxo viscoso da fluência e a supressão da parte

elástica retardada da fluência [2].

Não existem grandes dificuldades para as aplicações tradicionais de concreto

refratário para revestimentos em vasos de tecnologia química por três razões:

17

(a) Estes revestimentos já foram testados para grandes escalas e assim os

projetos são baseados largamente na experiência;

(b) Os revestimentos não estão carregados e desta forma sua falha não teriam

conseqüências catastróficas;

(c) Seus projetos são para vida útil limitada, depois da qual o revestimento

refratário é substituído.

Contudo, se as aplicações prometidas de concretos refratários para vasos de

reatores nucleares e algumas outras aplicações não-tradicionais se materializarem,

será necessário expandir as bases experimentais e desenvolver modelos matemáticos

para avaliar o comportamento mecânico dos concretos refratários.

Serão objetos de análise desta seção: a resistência à compressão, a

resistência à flexão, o módulo de elasticidade, a fluência, o choque e o ciclo térmico, a

aderência entre o concreto refratário e reforços de aço, o uso de fibras para melhorar a

ductilidade e o limite de ruptura dos refratários bem como o comportamento de

concretos fibrosos sob ação de cargas dinâmicas.

II.6.1 Resistência à Compressão

As propriedades mecânicas dos concretos refratários são avaliadas pela

determinação das mudanças na resistência à compressão que ocorre durante o pré-

aquecimento ou queima do concreto. A resistência à compressão uniaxial do concreto

refratário que foi resfriado em uma sala de temperatura controlada, depois de ter sido

aquecido em uma temperatura particular, nem sempre corresponderá a sua resistência

quando quente. Petzold e Röhrs [2] estabeleceram, contudo, que a resistência à

compressão do concreto frio pode ser utilizada para se avaliar a resistência real

quando quente bem como a variação da resistência com a mudança de temperatura.

Muitas medidas foram feitas em salas de temperatura controlada, depois do concreto

aquecido em várias temperaturas, apesar de Bakker [2] ter enfatizado que o teste mais

realístico de resistência à compressão na temperatura real de serviço deveria tornar-

se mais popular.

Para o concreto refratário cálcio aluminoso com o crescimento da temperatura

decresce a resistência à compressão. O decréscimo ocorre em uma larga faixa de

temperaturas e alcança valores mínimos entre 1000 ° C e 1200 ° C. O decréscimo da

resistência deve-se principalmente às transformações químicas que ocorrem nos

minerais hidratados no cimento hidráulico com o crescimento da temperatura. Isto

18

resulta na desidratação e perda da pega química da água e causa uma redução na

pega química da pasta de cimento e conseqüentemente um decréscimo na

resistência. A desidratação do cimento promove a formação de partículas muito finas

desidratadas (sinterização) que são capazes de reagir no estado sólido e que

produzem novos produtos químicos na interface com os agregados. Após a formação

da sinterização a resistência à compressão volta a crescer novamente.

II.6.2 Resistência à Flexão ou Módulo de Ruptura

A resistência à flexão ou módulo de ruptura, obtida pelos principais testes de

flexão, é basicamente uma medida da resistência à tração, ASTM C268 [2]. Apesar de

Petzold e Röhrs [2] expressarem sua opinião de que os testes de resistência à

compressão são mais aceitos por serem mais comuns do que os de resistência à

tração ou flexão, resultados do módulo de ruptura tem sido relatados.

Para concretos produzidos com alumina de alta pureza pode-se observar, pela

figura II.1, que quando os ensaios são realizados com corpos de prova resfriados

existe um decréscimo significativo no módulo de ruptura o qual se deve à desidratação

do cimento, seguida de um fino acréscimo nas temperaturas de 1093 ° C a 1371 ° C.

Quando os corpos de prova ensaiados são aquecidos o decréscimo não apresenta a

mesma extensão que o apresentado para corpos de prova resfriados, mas de 816 ° C

a 1510 °C há uma grande perda no módulo de ruptura do concreto em altas

temperaturas. Isto ocorre devido à fase vítrea que é formada em altas temperaturas.

No caso dos espécimes quentes a fase vítrea torna a viscosidade maior e traz a

redução da resistência.

Figura II.1 – Módulo de Ruptura de Concretos Refratários, Petzold [2]

19

Para concretos produzidos com alumina de pureza intermediária os resultados

são similares (vide figura II.2), porém são mais irregulares. Para 1371 ° C a resistência

de espécimes frios para concretos feitos com alumina de alta pureza é de 15.8 MPa e

para os concretos de alumina de pureza intermediária de 10.3 MPa. Para espécimes

quentes nessa mesma temperatura os valores do módulo de ruptura são 3.4 MPa e

1.4 MPa para cimentos de alta pureza e pureza intermediária, respectivamente. A

resistência inicial dos concretos depois de secos a 105 ° C está em torno de 8.3 MPa.

Em geral, o módulo de ruptura de concretos refratários de peso normal tem

apresentado resultados variando de 4.8 MPa a 10.3 MPa depois de secos a 105 ° C,

Bakker et al., [2]. Deve-se observar também que a taxa de aquecimento afeta o

módulo de ruptura dos concretos refratários.

Figura II.2 – Módulo de Ruptura de Concretos Refratários, Bakker [2]

II.6.3 Módulo de Elasticidade

Em salas de temperatura controlada, o módulo de elasticidade E de concretos

refratários de peso normal feitos com cimento Portland ou cimento aluminoso têm

obtido valores entre 29 GPa e 39 GPa. Quando aquecido em um estado não queimado

o valor de E a 800 ° C decresce de 5 % a 25 %, Petzold e Röhrs [2]. Schneider e

Mong [2] relataram resultados de investigações no relacionamento entre o módulo de

elasticidade e a temperatura para concretos refratários produzidos com cimentos de

alta alumina e agregados chamotte e realizaram testes em um estado de não-

queimado. Comparando os resultados obtidos com resultados depois da queima se

20

observa variações significativas que ocorrem devido às variações na sinterização, a

formação de novas fases minerais e ao processo de recristalização.

McCullough e Rigby [2] relataram resultados de testes em concreto refratário

produzidos com cimentos aluminosos de alta e de baixa pureza. Como conclusão

deste estudo curvas que possuem forma muito similar àquelas obtidas para o módulo

de ruptura foram produzidas, e em geral há uma boa correlação entre a resistência e E

com as mudanças de temperatura [2].

Além do teste convencional de tensão-deformação o módulo de elasticidade

pode também ser calculado pela determinação da deflexão de vigas quando

carregadas. Schneider e Mong [2] relataram resultados de testes em concreto

refratário feitos com 20 % de cimento aluminoso e 80 % de agregado de pedra –

argila, Estes resultados confirmaram que mudanças no valor de E causadas pelo

crescimento da temperatura são devido a mudanças mineralógicas no cimento e no

processo de desidratação o qual reduz o módulo de elasticidade dos concretos entre

300 ° C e 800 ° C, Bazant et al., [2].

II.6.4 Fluência

Foi estabelecido por Petzold e Röhrs [2]; e Bazant et al., [2] que, para muitas

aplicações práticas de concretos refratários, a resistência à fluência em altas

temperaturas, ou refratividade sob carga, é mais importante do que a resistência ao

calor ou a resistência mecânica. Isto ocorre porque o concreto refratário sob condições

de operação não é normalmente exposto a sua resistência última ao calor e nem a sua

resistência mecânica última. Ao passo que ele é sujeito a cargas constantes em

temperaturas de operação em longos períodos de tempo.

Segundo Petzold e Röhrs [2] os resultados obtidos em testes para concreto

refratário produzido com cimento aluminoso e minério de cromo indicam que a

deformação irreversível por fluência apenas se torna importante em temperaturas de

cerca de 1000 ° C e em cargas relativamente altas. Eles também indicam que, em

altas temperaturas, a fluência torna-se mais fortemente não-linear como função da

tensão.

Bray et al., [2] relataram resultados de testes feitos em concreto refratário feito

com cimento cálcio aluminoso de alta pureza e agregado de alumina que continha

mais de 90 % de alumina. Estes testes indicaram que a fluência do concreto cresce

com a temperatura e a duração do carregamento e os espécimes de pasta de cimento

puro tinham valores de deformação de fluência mais altos que para o concreto. As

21

indicações foram que a fluência do concreto foi devida principalmente à deformação

da matriz da pasta de cimento.

II.6.5 Choque térmico e Ciclo térmico

Petzold e Röhrs [2] se referem à habilidade de um material resistir a variações

rápidas na temperatura como sua “estabilidade sob temperatura flutuante”. O método

usual de testar esta capacidade tem sido aquecer o espécime de teste a uma

temperatura específica (850 ou 950 ° C) e então resfriá-lo na água ou através de spray

de água ou por um sopro de ar frio. A estabilidade do material sujeito ao choque

térmico e ao número de resfriamentos ou choques térmicos devido ao rápido

resfriamento é medida através da determinação do número de resfriamentos antes de

ocorrer danos ao espécime testado.

Os resultados de testes realizados com esta metodologia indicam que os

efeitos do uso de diferentes agregados no concreto refratário são muito significantes.

Concretos contendo alumina geralmente tem maior resistência a repetidos

resfriamentos do que quando possuem magnésio, minério de cromo-magnésio ou

minério de cromo usado como agregados no concreto.

A ótima distribuição de poros nos concretos refratários é quebrada quando

ocorre sinterização. Bakker [2] mostrou que experiências práticas indicam que os

concretos refratários têm melhor resistência ao choque, quanto maior a quantidade de

fase de sinterização não formada. O concreto refratário instalado em condições

apropriadas com cura, secagem, queima inicial programadas geralmente tem boa

resistência ao choque térmico e ao ciclo térmico [3].

II.6.6 Aderência entre Concreto Refratário e Reforços de Aço

Em estruturas de concreto expostas em altas temperaturas é necessário que a

aderência entre o aço e o concreto seja satisfatória. Considerando a aderência entre

reforços de aço e concreto em altas temperaturas deve-se observar que as

propriedades do aço são também de grande importância. Em temperaturas de 400 ° C

a resistência do aço é reduzida significativamente. O ponto de ruptura do aço decresce

com o crescimento da temperatura e há um grande crescimento na fluência. Em altas

temperaturas os efeitos das diferenças em coeficientes de expansão térmica e

condutividade térmica de concretos refratários e aço, tornam-se de grande

importância. O coeficiente de expansão linear do aço pode, por exemplo, ser cem por

22

cento maior do que o do concreto refratário. Diferentes aços e concretos, também têm

propriedades distintas em diferentes temperaturas e isto afeta a aderência entre o

concreto e o aço [2].

II.6.7 Concreto Refratário Reforçado com Fibras de Aço

Define-se concreto fibroso segundo [4] como o concreto contendo um cimento

hidráulico, água, agregados miúdos e/ou graúdos e fibras discretas descontínuas.

Nesta seção, será tratado mais especificamente dos concretos refratários fibrosos.

Investigações têm sido realizadas com o uso de fibras de aço para fornecer

reforço integral aos concretos refratários. Lankard e Sheets [2] têm relatado, por

exemplo, os resultados de testes para verificar os efeitos da incorporação de 1 a 2 por

cento de fibras de aço inoxidável, em volume, em concretos refratários produzidos

com cimento de alta alumina. Estes testes mostram que os concretos refratários

reforçados com fibras de aço inoxidável possuem módulos de ruptura e resistência à

compressão maior do que a dos concretos refratários sem reforço.

Outras investigações têm também indicado que a incorporação de fibras de

aço inoxidável ou fibras de carbono dentro de concretos refratários tem resultado em

significantes melhoras na resistência mecânica, resistência ao choque térmico e outras

propriedades do concreto em altas temperaturas Hackman e Baker [2]; Babcock e

Wilcox Co [2] e Lankard [2]. Fibras de aço resultam em fissuras os quais são mais bem

distribuídas, mais estreitas e possuem espaços menores entre elas. Desde 1971

concretos refratários reforçados com fibras têm sido utilizados com sucesso em

numerosas aplicações industriais, Lankard [2] e [3]. Sob condições de serviço, a

degradação de fibras de aço pode, contudo, ocorrer em altas temperaturas os quais

pode limitar o seu completo potencial, Fowler [2] e [3]. Skrovanek e Herron [2]

relataram que a incorporação de quatro por cento em peso de fibras de aço inoxidável

em variados refratários moldados não melhorou os seus módulos de ruptura em altas

temperaturas.

II.6.8 Concreto Reforçado com Fibras sob Ação de Cargas Dinâmicas

O reforço fibroso é indubitavelmente uma das formas mais efetivas de melhorar

a resistência do concreto ao impacto e à explosão. Infelizmente, as propriedades

dinâmicas do concreto reforçado com fibras estão até o momento pouco entendidas

23

[5]. O desenvolvimento de novos concretos fibrosos para serem utilizados sob a ação

de cargas dinâmicas necessita de mais informações do desempenho destes materiais

para projetar fibras mais adequadas para estas aplicações.

O concreto em geral, é carregado com taxas de deformação aproximadas em

testes padronizados. Contudo, existem eventos dinâmicos nos quais as taxas de

deformação podem exceder significativamente os valores os quais estes testes são

aplicados, como por exemplo: movimento rápido de tráfico (•

ε = 5 x 10 P

-6P – 5 x 10 P

-5P s P

-1P),

explosão de gases (•

ε = 5 x 10 P

-5P – 5 x 10 P

-4P s P

-1P), terremotos (

•

ε = 5 x 10 P

-3P – 5 x 10 P

-1P s P

-1P),

empilhadeira (•

ε = 10 P

-2P – 10 P

-0P s P

-1P) e aterrisagem de avião (

•

ε = 5 x 10 P

-2P – 2 x 10 P

-0P s P

-1P)

[5]. A causa principal para a falta de entendimento destas situações é a ausência de

um de teste padronizado para materiais cimentíceos sob a ação de impactos [6].

O entendimento da mecânica da fratura para concretos fibrosos sob a ação de

cargas dinâmicas também precisa ser bastante estudado ainda. Em particular, as

seguintes variáveis precisam ser estudadas: influência da taxa de carregamento,

fração volumétrica de fibras, tipo de fibra e geometria, revestimento da fibra e

modificações na superfície da fibra, tamanho da fissura inicial, taxa de deslocamento,

características do agregado, temperatura do ambiente, resistência da matriz de

concreto e presença de uma fibra secundária na matriz [5].

Pode-se afirmar que os conhecimentos que hoje se têm sobre o concreto

fibroso sob a ação de cargas dinâmicas são qualitativos. Enquanto uma melhoria nas

propriedades é largamente relatada, a magnitude exata desta melhoria é incerta [5].

Sabe-se que os concretos fibrosos possuem maior resistência ao impacto do

que as matrizes cimentíceas sem a adição de fibras. Ou seja, os concretos fibrosos

são mais tenazes que suas respectivas matrizes. Uma forma de constatar este

resultado é realizar o teste proposto em [6]. Este teste consiste basicamente em um

martelo especial que corre através de trilhos até atingir um espécime de concreto que

fica em um suporte instrumentado. O martelo é solto e ao atingir o espécime pode-se

observar o estado dos corpos de prova após o impacto e através da instrumentação se

obter os valores para energia de fratura sob diversas circunstâncias.

Os principais resultados extraídos destes ensaios são: uma maior absorção

dos impactos do concreto fibroso com relação a sua matriz, um crescimento na

resistência ao impacto devido ao crescimento na fração em volume de fibras no

concreto, o desempenho das micro-fibras de carbono é inferior a das micro-fibras de

aço, um melhor desempenho na absorção de energia dos concretos fibrosos com

24

reforços de macro-fibras em relação aos concretos com reforços de micro-fibras de

aço ou carbono [6].

Dos testes realizados em [6] também são obtidos resultados do comportamento

de concretos fibrosos em temperaturas ambientes e temperaturas abaixo da ambiente.

A principal conclusão é: em geral, os concretos fibrosos requerem menos tempo para

falhar em baixas temperaturas em comparação com estes mesmos concretos em

temperaturas ambientes. Assim para a mesma altura de queda do martelo, o

compósito possui uma maior taxa de tensão em temperaturas mais baixas [6].

Por fim, pode-se dizer que muito ainda precisa ser estudado para se obter um

bom embasamento de como se comportam os concretos fibrosos quando submetidos

à ação de cargas dinâmicas.

II.7 APLICAÇÕES Os concretos refratários são correntemente utilizados em uma grande

variedade de aplicações industriais onde o processamento a quente ou a contenção

térmica são requeridas. Como qualquer outro material de construção, os concretos

refratários têm uma esfera definida de operação, e deve-se atentar para o uso

indiscriminado em aplicações que não estão definidas e que podem ocasionar falhas

catastróficas quando realizadas.

Os concretos refratários apresentam vantagens potenciais em relação a formas

convencionais de aplicações de refratário. São elas:

- Maior flexibilidade no projeto físico e térmico;

- Minimização, ou eliminação de juntas;

- Redução na instalação e tempo de construção;

- Redução nos custos de construção,

- Redução na manutenção em muitos casos;

- Eficiência e economia na manutenção;

- Economia potencial de combustível;

- Disponibilidade de uma grande variedade de concretos refratários;

Existem centenas de tipos de concreto refratário, desta forma torna-se

impossível a discussão de cada uma das composições e suas aplicações. Contudo, as

principais aplicações conhecidas são:

25

- Altos fornos na indústria siderúrgica;

- Fornos elétricos na indústria metalúrgica;

- Craqueadores Catalíticos em refinarias de petróleo;

- Caldeiras para geração de vapor;

- Fabricação de vidro;

- Isolamento de reatores para a produção de gás;

- Incineradores;

26

CAPÍTULO III

III EXPLOSIVOS EM ENGENHARIA

III.1 HISTÓRICO E CLASSIFICAÇÃO

Uma explosão é um fenômeno físico ou físico-químico no qual, em um espaço

de tempo muito curto uma grande quantidade de energia é liberada pela produção de

um grande volume de gases em temperaturas e pressões muito altas; mesmo

pequenas quantidades de explosivo geram efeitos mecânicos, visuais e acústicos de

considerável intensidade.

Uma explosão é também definida [7] como um processo termoquímico no qual

uma mistura de gases, sólidos ou líquidos reage com a formação quase instantânea

de gases pressurizados e liberação de calor.

O primeiro explosivo a ser utilizado pelo homem foi a pólvora negra, uma

mistura de nitrato de potássio, enxofre e carvão. Na Europa foi utilizada pela primeira

vez no século 13. A pólvora negra foi inicialmente aplicada com propósitos militares,

mas não foi utilizada na mineração para o desmonte de rochas até o século 16. Até a

primeira metade do século 19 a pólvora foi, talvez, o único explosivo conhecido, e

certamente o único explosivo utilizado para mineração. O túnel Frejus, um túnel

ferroviário de 12000 metros de extensão que atravessa os Alpes ocidentais, foi

construído entre 1857 e 1871 usando apenas pólvora negra; o que representa a

primeira grande aplicação em obras de engenharia na Europa [8].

Após a descoberta da nitroglicerina por Sobrero em 1847 e a invenção da

primeira dinamite feita por Nobel em 1867, os trabalhos com explosivo em mineração

e construção começaram a adotar gradualmente, e logo em seguida de forma mais

genérica, esses produtos, os quais, apesar das diferenças em suas composições

químicas, tinham características comuns de reações explosivas extremamente rápidas

(velocidades de detonação dos explosivos de 1800 m/s até cerca de 8000 m/s), muito

mais rápidas do que a pólvora negra que é geralmente abaixo de 600 m/s [8]. Nos

anos de intervalo entre as duas guerras mundiais, a pólvora negra continuou a ser

utilizada em pequenas operações de mineração.

Estas reações extremamente rápidas são classificadas como detonações, e

explosivos detonantes é o nome para estes explosivos caracterizados por esta reação

de detonação. Uma detonação é também definida [7] como uma reação explosiva

supersônica que cria uma onda de choque de alta pressão, calor e gases.

27

Dependendo da sua sensibilidade ao estímulo térmico, os explosivos

detonantes são divididos dentro de duas categorias:

- Explosivos primários, para o qual a detonação inicia-se a partir do contato com

chama e desta forma são utilizados como cargas primárias em detonadores;

- Explosivos secundários, para a detonação no qual a aplicação de chama é

insuficiente, e a aplicação de ondas de choque é necessária (na prática uma onda

de choque é fornecida por um detonador).

Atualmente, o uso de pólvora negra é limitado para o corte ornamental de rocha

e em atividades similares, onde o explosivo fornece uma ação de "empurrão" sem

esmagamento ou destruição que é um efeito típico dos explosivos detonantes [8].

III.2 TERMINOLOGIA

Alguns termos merecem ser definidos explicitamente [7]:

Alto Explosivo - Qualquer explosivo que é sensível ao detonador número 8 e reage

supersonicamente;

ANFO - Explosivo muito comum consistindo de Ammonium Nitrate and Fuel Oil;

Detonador - Dispositivo contendo uma carga detonante que é utilizada para iniciar um

explosivo secundário;

Diâmetro Crítico - Diâmetro mínimo de um explosivo para a propagação de uma

detonação estável;

Dinamite - Alto explosivo inventado por Alfred Nobel. Qualquer alto explosivo contendo

nitroglicerina como substância sensível é considerada uma dinamite.

Reforçador – Carga de alto explosivo utilizada para melhorar a estabilidade e a

intensidade da reação explosiva;

Sobrepressão Atmosférica - Ar carregado pela onda de choque resultante da

detonação dos explosivos. Pode ser causada pelo

movimento das rochas ou pela liberação de gases em

expansão no ar;

Plano de Fogo - Planejamento realizado para se executar uma detonação. Definição

do tipo de explosivo, peso das cargas, conexões e tempos das

cargas, acionamento, furação, entre outros.

28

Uma definição que também merece ser feita, mas que não se encontra em [7] é:

TNT – Alto explosivo, conhecido como trinitrotolueno, possui grande velocidade de

detonação e é muito utilizado para fins militares.

III.3 CARACTERÍSTICAS DOS EXPLOSIVOS

Os explosivos possuem diversas características. Contudo, serão descritas

neste item apenas aquelas mais relevantes:

UMassa Específica U - é a razão entre a massa e o volume de explosivo, e é expressa em

kg/mP

3P. Varia com a natureza dos componentes dos explosivos e seu grau de

compactação. Um explosivo com uma grande massa específica ou alta densidade dá

uma boa concentração e é particularmente útil em furos de pequeno diâmetro. Por

outro lado, uma baixa densidade proporciona uma distribuição mais uniforme na rocha

e é particularmente mais adequada para operações com explosivos em grandes

diâmetros [8].

UVelocidade de Detonação U - é a velocidade com a qual o processo de reação se

propaga na massa do explosivo [8]. A velocidade de detonação de um explosivo é

mais alta quando os explosivos estão confinados [7]. Os explosivos comerciais

utilizados em mineração possuem velocidades de detonação variando de 1800 m/s a

8000 m/s. Hoje em dia, a velocidade de detonação pode ser medida com considerável

precisão. Junto com a densidade ela é um importante elemento que influencia o

rendimento da energia transmitida às rochas [8].

USensibilidade à Iniciação U - é o indicador da capacidade de um explosivo ser iniciado

em uma detonação de maneira sustentável. Ela é definida pela força do detonador, o

qual certamente iniciará o explosivo para uma detonação contínua e sustentável. A

referência é feita na escala de Sellier-Bellot que consiste de uma série de 10

detonadores, do número 1 ao número 10, cada qual correspondendo a um acréscimo

no peso da carga do detonador. Na prática todos os explosivos no mercado hoje são

sensíveis ao detonador de número 8, cuja carga corresponde a dois gramas de

fulminato de mercúrio. Contudo, no caso do ANFO ele é iniciado de uma forma mais

eficiente com um detonador número 10, onde a carga corresponde a três gramas de

29

fulminato de mercúrio. É importante a referência ao ANFO, pois ele é um explosivo

muito comum no mercado hoje em dia [8].

UEnergia de Explosão U - é uma quantidade que pode ser deduzida indiretamente e

teoricamente da composição de um explosivo ou medida diretamente através de

calorímetro. Ela é expressa em unidades térmicas (calor de explosão) ou em unidades

mecânicas (energia de explosão) na base de unidades como MJ/kg [8].

UPressão Específica U - indica a pressão que pode ser alcançada na situação onde 1000

kg de carga é detonado em uma câmara de 1 mP

3P, assumindo como insignificantes o

volume dos resíduos sólidos e o covolume (volume dos gases segundo a lei dos gases

perfeitos). O valor da pressão específica (expressa em MPa) é um importante fator

quando o principal interesse são os efeitos da pressão quase estática (em detonações

controladas, por exemplo) [8].

UGases U- Os gases os quais, em teoria, são produzidos quando um explosivo comercial

detona são: dióxido de carbono, nitrogênio e vapor de água, nenhum dos quais são

tóxicos. Na prática esta situação ideal não ocorre e toda detonação produz alguma

quantidade de monóxido de carbono e dióxido de nitrogênio os quais são tóxicos. O

maior cuidado que deve haver quando se projeta explosivos para uso em operações

subterrâneas ou em ambientes fechados é assegurar que eles executarão o mesmo

trabalho de maneira satisfatória em diferentes condições de carregamento. Quanto

mais completa for a reação mais ficaremos próximos do modelo ideal e a porcentagem

de gases tóxicos é mantida no mínimo. Uma ventilação adequada da mina é o fator

mais importante para assegurar uma boa atmosfera depois da detonação. Certos tipos

e classes de explosivos produzem menos gases tóxicos do que outros. Sob as

mesmas condições ambientes (seção de passagem do túnel, ventilação, temperatura,

umidade, entre outras) os gases produzidos por diferentes tipos de explosivos

utilizados em operações subterrâneas de mineração apresentam diferentes

atmosferas de gases na mina. Assim sendo, o tempo de dispersão e espera

obrigatória antes de retornar para o local das operações varia de acordo com o

explosivo utilizado [8].

Existe uma característica que não foi citada como principal, mas que merece

ser comentada: Uo diâmetro crítico de um explosivo U. O diâmetro crítico, conforme

apresentado na seção terminologia, é o mínimo a partir do qual a detonação ocorre de

forma estável. Os principais explosivos comerciais possuem um diâmetro crítico da

30

ordem de 20 mm que é um fator limitante para a execução de detonações com furos

menores que esses.

III.4 DINÂMICA E BALANÇO DA ENERGIA DA DETONAÇÃO

A principal característica de qualquer detonação é a liberação de uma grande

quantidade de energia na forma de ondas de choque e gás sob uma pressão muito

alta e num período de tempo muito curto.

No furo onde está aplicado o explosivo a frente de detonação viaja através da

carga explosiva a uma velocidade de milhares de m/s (velocidade de detonação).

A frente de detonação é caracterizada por uma pressão dinâmica muito alta

com pico superior a 10 P

4P MPa. Por outro lado o nível de pressão na esteira da onda de

choque é "quase estático", na ordem de 10 P

3P MPa [8]

A Cadeia Explosiva pode ser representada pela figura III.1.

Figura III.1 - Cadeia Explosiva

Quanto ao balanço de energia de uma detonação, os resultados (vide Tabela

III.1) de um exemplo para o uso de explosivos na fragmentação de rochas, indicam de

modo aproximado como a energia produzida pelos explosivos se distribui e quais são

os seus principais efeitos.

Explosivo Secundário Reforçador Explosivo Primário

Sensibilidade -
+

31

Tabela III.1 – Distribuição Percentual de Energia para Desmonte de Rochas [8]

Efeito Percentual de Energia

Fratura no Local < 1 %

Quebra de Rocha 15 %

Deslocamento de Rocha 4 %

Esmagamento na vizinhança do furo 1,5 a 2 %

Lançamento de Rocha < 1 %

Deformação de rocha sólida atrás do tiro < 1 %

Vibrações no solo 40 %

Sobrepressão atmosférica 38 - 39 %

Da tabela III.1, descontando os efeitos de vibrações no solo e sobrepressão

atmosférica que representam cerca de 79 % do total de energia gerado pela

detonação calcula-se que a quantidade de energia dos explosivos (dinamites, em

geral) utilizada para realizar o desmonte de rochas é cerca de 21 % da energia total

gerada pela sua detonação. Vibração do solo e sobrepressão atmosférica são efeitos

indesejáveis que sempre acompanham a detonação.

III.5 EXPLOSIVOS E ACESSÓRIOS

Adotando-se a classificação dos explosivos em primários e secundários pode-

se afirmar que os explosivos que constituem a carga principal em uma detonação são

sempre secundários enquanto os acessórios podem ser primários ou secundários.

Os explosivos que constituem a carga principal e são utilizados modernamente

podem ser classificados da seguinte forma:

Dinamites - tem como base ativa a nitroglicerina. Podem ser gelatinosas ou

pulverulentas. O seu uso está diminuindo cada vez mais devido ao alto

custo e maior risco na fabricação.

Figura III.2 - Dinamites

32

ANFO - são utilizados largamente, pois são de fácil fabricação e possuem um custo

muito baixo. Possuem restrições no uso em furos molhados, pois, não são

resistentes à água. São aplicados diretamente nos furos, não sendo, portanto,

encartuchados.

Figura III.3 - ANFO

Aquagéis ou Dinamite-Lama - São explosivos modernos e seguros, contudo estão

sendo substituídos pelas emulsões que tem custo

mais baixo e desempenho semelhante.

Figura III.4 - Aquagéis ou Lamas Explosivas

Emulsões Explosivas - são explosivos de baixo custo, seguros e amplamente

utilizados hoje em dia. São fabricados em forma líquida

(emulsão bulk) ou gelatinosa (emulsões encartuchadas).

Figura III.5 - Emulsões Gelatinosas

33

Os acessórios são dispositivos explosivos utilizados para auxiliar o

acionamento das cargas principais em uma detonação. São descritos a seguir os

principais tipos de acessórios existentes.

Espoletas - São dispositivos utilizados para dar início à cadeia de detonação. São

constituídas de explosivos primários e podem ser de três tipos: espoletas

comuns, espoletas elétricas e espoletas eletrônicas.

Estopins - São constituídos de pólvora negra envolvida em uma capa de tecido e

materiais impermeabilizantes em forma de cordão. São utilizados para

fornecer a chama necessária para acionar as espoletas comuns.

Espoletim - É um conjunto composto de uma espoleta comum e um estopim

devidamente conectado e pronto para acionamento.

Figura III.6 - Espoletim

Retardadores - São dispositivos utilizados para retardar a detonação. Em geral, são

constituídos de substâncias químicas que possuem velocidade menor

que a dos explosivos e que uma vez conectados à cadeia de

detonação proporcionam os diferentes tempos de detonação

necessários em um plano de fogo.

34

Figura III.7 – Retardadores

Cordel Detonante - É um dispositivo que tem como finalidade principal conduzir as

ondas de choque às diversas cargas em uma detonação. Em

geral, são compostos do explosivo Nitropenta protegido por um

invólucro à prova d'água. São acionados por estopins, espoletas

elétricas ou eletrônicas.

Figura III.8 - Cordel Detonante

Não - Elétrico - É um dispositivo utilizado para a condução da onda de choque. É

constituído de: um tubo plástico que possui uma fina camada do

explosivo HMX aplicada em suas paredes e em uma das

extremidades uma espoleta que pode já está acoplada a um

retardador. Apesar de possuir a mesma finalidade do cordel

detonante, o não - elétrico apresenta uma grande vantagem, pois,

proporciona um acionamento mais silencioso do que o feito com

cordel detonante e ainda substitui a espoleta elétrica tornando o

acionamento da carga principal imune a interferências elétricas.

35

Figura III.9 - Não - Elétrico

Reforçadores - Como o próprio nome diz são dispositivos utilizados para reforçar a

iniciação de uma detonação. Existem casos em que a energia

necessária para acionar uma detonação é maior do que a

proporcionada pelas espoletas e desta forma é preciso dispor de um

suplemento de energia para a detonação se processar. Os

reforçadores são constituídos geralmente de explosivos secundários.

Figura III.10 - Reforçador

Existem muitos outros tipos de explosivos utilizados para carga principal e

como acessório que não foram citados. É importante salientar que este texto abrange

apenas os dispositivos explosivos comerciais excluindo os de uso militar. O único

explosivo de uso militar que foi mencionado nesse estudo é o TNT.

III.6 PRINCIPAIS APLICAÇÕES EM ENGENHARIA

As principais aplicações dos explosivos em engenharia são na mineração e em

grandes obras de engenharia civil como, por exemplo: a abertura de túneis,

construções de barragens e estradas. Estas aplicações caracterizam-se pelo uso de

36

grandes quantidades de explosivo, da ordem de toneladas. Para essas aplicações

existem diversos estudos feitos e muitos dados disponíveis que possibilitam análises

mais precisas e confiáveis.

Contudo, outras aplicações vêm sendo desenvolvidas nas últimas décadas

como, por exemplo: a implosão de edificações e a soldagem de chapas metálicas [9].

Estas técnicas utilizam pequenas quantidades de explosivo que são da ordem de

quilogramas. São conhecidas e aplicadas por poucos especialistas e existem poucos

dados disponíveis para estudo relacionados a elas.

A tecnologia Refratex para remoção de camadas de material refratário em

componentes e dutos industriais, que será apresentada mais adiante neste trabalho,

foi desenvolvida poucos anos atrás e caracteriza-se pela utilização de ínfimas

quantidades de explosivo, da ordem de gramas, quando comparadas as outras

aplicações aqui citadas.

De forma a ilustrar melhor a ordem de grandeza das aplicações dos explosivos

em engenharia sugere-se a seguinte classificação:

- Detonações - aplicação de explosivos em mineração e grandes obras de engenharia

civil (toneladas de explosivo);

- Mini-Detonações - aplicações de explosivos em implosões de edificações e soldagem

de chapas metálicas (kg de explosivos);

- Micro-Detonações - aplicação de explosivos na remoção de camada de concreto

refratário - tecnologia Refratex (gramas de explosivo).

III.7 FORMULAÇÕES PARA APLICAÇÃO DE EXPLOSIVOS

Para as aplicações mais comuns de explosivos como o desmonte de rochas ou

mesmo a abertura de túneis existem formulações que auxiliam na preparação do plano

de fogo. Para o Desmonte de bancadas (vide figura III.11) uma expressão muito

utilizada é a fórmula de Langefor [7]:

BBmax B= B B

BSfcspd f

/...

33 (III.1)

37

onde,

BBmax B– afastamento máximo (m)

d Bf B – diâmetro do furo carregado com explosivo (mm)

p – densidade de carregamento do furo (kg/dm P

3P)

s – densidade do explosivo (kg/mP

3P)

c – constante da rocha (kg/mP

3P)

c – c + 0.05 para BBmaxB entre 1.4 m e 15.0 m

f – grau de fixação, 1.0 para furos verticais e 0.95 para furos com inclinação 3:1

(altura da bancada : afastamento)

S/B – razão entre espaçamento e afastamento

Figura III.11 - Bancada

Para um melhor entendimento desta formulação se fazem necessários alguns

conceitos:

UAfastamento (S) U – é a menor distância entre o furo e a face da bancada ou a

menor distância entre duas linhas de furo.

UEspaçamento (B) U– é a distância entre dois furos da mesma fila

UDensidade de Carregamento (p) U – é a quantidade de explosivo carregada em um

furo, geralmente expressa em (kg/dmP

3P).

38

Esta formulação pode ser utilizada em desmontes de bancada, por exemplo,

para as seguintes aplicações:

• Mineração a céu aberto;

• Construção de usinas hidrelétricas;

• Cortes de estradas e ferrovias;

Para a abertura de túneis existem diversas formulações que correspondem a cada

uma das etapas necessárias para realizar esse tipo de obra. Não cabe aqui a

descrição dessas etapas, mas em [7] pode-se obter esse detalhamento bem como as

suas respectivas formulações.

39

CAPÍTULO IV

IV ISOLAMENTO DE CHOQUE

IV.1 INTRODUÇÃO

O Problema dinâmico que ocorre na remoção de concreto refratário, em risers

de FCC, utilizando micro- detonações se divide em três, a saber:

- Choque provocando deformação localizada;

- Vibração de casca esbelta;

- Propagação e dissipação de ondas na estrutura da casca metálica e no

concreto refratário aderido a mesma.

Um choque que é bem caracterizado pela sua curva força x tempo é um

transiente de curtíssima duração. Uma situação que pode exemplificar um choque é o

impacto produzido por um martelo, que possui ação semelhante ao da carga

explosiva, causando uma deformação local na casca cilíndrica no mesmo intervalo de

tempo desse transiente. Após esse transiente, ocorrem vibrações da casca cilíndrica

em várias formas modais e também propagação de ondas nesse meio se dissipando

ao longo do tempo e com a distância em relação ao ponto de impacto. O problema de

choque por ser o mais crítico na utilização de micro-detonações para a remoção de

concreto refratário será abordado nesse trabalho.

Este capítulo apresenta um tratamento analítico do isolamento de choque, e

tem como principal referência os conceitos sobre isolamento de choque que podem

ser encontrados em [10].

Duas classes de choque são consideradas: (1) choque caracterizado pelo

movimento de um suporte ou fundação onde um isolador reduz a severidade do

choque experimentado pelo equipamento montado no suporte e (2) choque

caracterizado por forças aplicadas ou originadas dentro de uma máquina onde o

isolador de choque reduz a severidade do choque sofrido pelo suporte. Para um

conceito simplificado de isolamento de choque, o equipamento e o suporte são

considerados corpos rígidos, e a efetividade do isolador é medida pelas forças

transmitidas através do isolador (resultando na aceleração do equipamento se

assumido rígido) e pela deflexão do isolador. Isoladores lineares, ambos amortecidos

e não-amortecidos, juntos com isoladores que possuem tipos especiais de elasticidade

40

não-linear são considerados. Quando o equipamento ou solo não é rígido, a deflexão

dos membros não - rígidos é significativa na avaliação da efetividade dos isoladores.

Analisar o isolamento de choque inclui-se no que se considera a resposta de

componentes não - rígidos de equipamentos e solo.

IV.2 IDEALIZAÇÃO DO SISTEMA Nas aplicações de isoladores de choque para equipamentos reais, as

localizações dos isoladores são geralmente determinadas por considerações

mecânicas práticas. Como conseqüência isto resulta em tipos de modos acoplados e

assimétricos que não se adaptam bem a uma análise simplificada. Assim sendo, é

conveniente no projeto de isoladores de choque idealizar um sistema que

hipoteticamente possua modos de movimento simétricos e desacoplados. Na próxima

seção serão detalhados alguns desses modelos idealizados.

IV.3 PROBLEMAS DE ISOLAMENTO DE CHOQUE

É conveniente dividir os problemas de isolamento de choque em duas

classificações maiores de acordo com as condições físicas:

Classe I – Atenuação dos efeitos do movimento da base de um equipamento, induzido

por fonte externa de vibração;

Classe II – Atenuação dos efeitos da força gerada pelo equipamento numa estrutura.

Isoladores da primeira classe incluem itens como: as ligações entre os vagões

de trem, o absorsor de choque no trem de pouso de uma aeronave aterrissando e o

papel corrugado utilizado para empacotar bulbos de lâmpadas. A segunda categoria

inclui, por exemplo, os cilindros de recuo nas bocas das armas, os isoladores de

queda dos martelos e teares.

Os objetivos nestas duas classes de problemas estão alinhados, mas são

distintos. Na classe I o objetivo é limitar as tensões induzidas pelo choque nos

componentes críticos do equipamento protegido. Na classe II o propósito é limitar as

forças produzidas pelo equipamento sobre a estrutura (por exemplo: a estrutura de

suporte do equipamento).

‘

41

O problema de classe II é o que mais interessa neste trabalho. Para iniciar o

seu estudo será apresentada uma situação relacionada à atividade de remoção de

concreto refratário com o emprego de marteletes pneumáticos.

Considere a necessidade da remoção de uma camada refratária aplicada sob

uma casca metálica e ancorada através de grampos metálicos. Esta remoção pode ser

executada através de marteletes pneumáticos que produzem impactos sob a camada

refratária com o objetivo de fraturá-la, vide figuras IV.1, IV.2 (a), (b) e IV.3.

Figura IV.1 – Casca Cilíndrica de Aço com Concreto Refratário Aplicado e Martelete

realizando Impactos na Camada de Concreto Refratário.

Figura IV.2 – Impacto do Martelete na Camada de Concreto Refratário, sem isolador

(a) e com isolador de choque (b)

42

Figura IV.3 – Curva Força x Tempo do Impacto do Martelete no Concreto Refratário

Caso se queira remover a camada de concreto refratário com o uso de

marteletes produzindo um menor impacto sob a camada de aço faz-se necessário o

uso de isoladores de choque.

IV.3.1 Equivalente Matemático dos Problemas Classe II

O problema descrito anteriormente pode ser generalizado pelo sistema da

figura IV.4. Para representar o equipamento, no exemplo anterior o martelete, (massa

mB2B) está anexado ao seu suporte por um isolador de choque. A terminação esquerda

da mola é fixada ao suporte da estrutura e há uma força aplicada externamente a

massa. A força F pode ser uma força externa real ou pode ser uma “força de inércia”

gerada por partes em movimento do equipamento. A equação do movimento pode ser

escrita por:

mB2••

δ B+ F(•

δ ,δ ) = F (IV.1)

onde F é uma força externa aplicada a uma massa em quilogramas e o deslocamento

relativo δ da terminação da mola é igual ao deslocamento absoluto x deslocamento

da massa. Assumindo o sistema inicialmente em equilíbrio (•

δ = 0, δ = 0), a equação

IV.1 é resolvida para valores extremos de δ e F(•

δ ,δ ) onde F é conhecida como

função de tempo. Estes valores são comparados com as limitações de deslocamento e

43

força do isolador de choque. Com freqüência os suportes da estrutura são

suficientemente rígidos de modo que a força máxima no isolador pode ser considerada

como uma força aplicada estaticamente ao suporte.

Figura IV.4 - Sistema geral de dois graus de liberdade [10].

O lado direito da equação IV.1 (- mu••

ou F) é dado como uma função de tempo,

e os valores extremos de δ e F(•

δ ,δ ) são desejados. Quando o sistema real é

representado por dois sistemas de um grau de liberdade separados, a história no

tempo de F(•

δ ,δ ) é também requerida. A figura IV.4 pode ser considerada como uma

forma generalizada do sistema aplicável. Na classe II, u = 0, F B2 B(•

δ B2B,δ B2B) representam

as propriedades do isolador, e m B1B,F B1 B(•

δ B1B,δ B1B) representam a estrutura.

O sistema da figura IV.4, com a mola unitária não-linear, requer o uso de um

computador digital ou analógico para investigar as características de desempenho.

Métodos analíticos são praticáveis se o sistema é linearizado por assumir que cada

mola unitária tem uma força característica na forma:

F(•

δ ,δ ) = c•

δ + k BmB δ (IV.2)

onde c = coeficiente de amortecimento, Kg-s/cm, e k BmB = rigidez da mola, kg/cm.

Mesmo fazendo esta simplificação, o número de parâmetros (m B1B,c B1B,k B1B, mB2B,c B2B,k B2B) é tão

grande que é necessário confinar a análise a um sistema particular. Se o

amortecimento puder ser negligenciado (com c = 0 na equação IV.2), então será

possível obter equações em uma forma adequada para ser utilizada em rotina.

Sub – Sistema 2 Sub – Sistema 1

44

IV.4 FORMA GERAL DAS CARACTERÍSTICAS DO ISOLADOR

A equação diferencial do movimento para um sistema não – amortecido, de um

grau de liberdade, mostrada na figura IV.5 é:

mBa••

δ B + F Bs B(δ ) = - mBa••

u B (IV.3)

Figura IV.5 - Sistema idealizado mostrando o uso

para proteger o equipamento dos efei

força transmitida pelo isolador é F Bs B(δ

onde mBaB representa a massa do equipamento cons

representa o movimento do suporte que caracteriza

a força desenvolvida pelo isolador em uma extens

efeito do passo de velocidade (degrau de velocida

considerado pela escolha das condições iniciais: em

primeira integração da equação IV.3 e considerand

do isolador δ = δ Bm Be velocidade •

δ de deflexão igua

∫ =m

dFsδ

δδ0 2

1)( •

u

O lado direito da equação representa a ener

relativa ao suporte, e a integral do lado esquerd

isolador. A última quantidade é igual à energia poten

desde que não ocorra amortecimento.

a

de um isolador não – amortecido

tos do movimento do suporte u . A

) [10].

iderado como um corpo rígido, u

a condição de choque, e F Bs B(δ ) é

ão δ (positivo quando tração). O

de) de magnitude •

u BmB em t = 0 é

t = 0, δ = 0 e •

δ = •

u BmB. Após a

o como valor extremo de deflexão

l a zero, temos a equação IV.4.

BmB P

2 P (IV.4)

gia cinética inicial do equipamento

o representa o trabalho feito no

cial elástica estocada no isolador,

45

IV.4.1 Exemplos de Características Particulares de Isoladores

IV.4.1.1 Mola Linear

A força – deflexão característica de uma mola linear é:

FBs B(δ )=k BmB δ (IV.5)

Onde k BmB = rigidez da mola, kg/cm e m BaB = massa, kg. Utilizando a notação:

ωBn B= a

m

mk

rad/s (IV.6)

a aceleração máxima é ••

x BmB= ωBnPB

2P δBm B(IV.7)

Das equações IV.4 e IV.6, a relação entre a mudança de velocidade é:

•

u BmB = ωBnB δBm B(IV.8)

Combinado as equações IV.8 e IV.7, temos então:

••

x BmB = ωBn•

u m B(IV.9)

IV.4.1.2 Mola Enrijecida (Elasticidade Tangente)

A mola do isolador pode ser não-linear com um “enrijecimento” característico;

isto é, a inclinação da curva representando a força da mola versus a deflexão cresce

com o crescimento da deflexão. Borracha em compressão tem este comportamento.

Uma curva que tem esta característica é definida por:

FBs B(δ ) = d

dki

2tan

2 πδπ

(IV.10)

46

onde, a constante k Bi B é a inclinação inicial da curva (kg/cm) e uma assíntota vertical é

definida por δ = d (cm). Utilizando a notação da equação IV.6 e a relação m••

x Bm B=

F Bs B(δ BmB), a equação IV.11 fornece a seguinte relação entre a máxima aceleração e

máxima deflexão:

dd

x m

n

m

2tan2

2

πδπω

=

∗∗

(IV.11)

Note que ω BnB, a freqüência natural angular para um sistema linear, tem o

mesmo significado para pequenas amplitudes (pequena δ BmB) de movimento do

sistema não – linear. Para grandes amplitudes a freqüência natural depende de δ BmB.

Utilizando a equação IV.6, substituindo por F Bs B(δ ) da equação IV.10 na equação IV.4,

e executando a integração indicada, a relação entre mudança de velocidade e

deslocamento máximo é

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

∗

ddu m

en

m

2seclog8

222

2 πδπω

(IV.12)

Uma representação gráfica relacionando as importantes variáveis •

u BmB , ••

x Bm B, e

δ Bm Bsão convenientes para projeto e análise. Tais dados são apresentados

compactamente como relações entre os parâmetros adimensionais δ BmB/d, •

u BmB/ ω BnBd e ••

x Bmδ mB/ •

u BmPB

2P, O significado físico da razão

••

x Bmδ mB/ •

u BmPB

2 Pé interpretada pela multiplicação

de ambos numerador e denominador por m. Então o numerador representa o produto

da máxima força da mola F BmB (= mBa••

x mB) e a máxima deflexão da mola δ BmB. Este produto

é a máxima energia que poderia ser armazenada na mola. O denominador m BaB •

u BmPB

2P é

duas vezes a energia que é estocada na mola. O valor mínimo possível da razão ••

x Bmδ mB/ •

u BmPB

2 Pé 1/2. Valores reais da razão, sempre maiores do que 1/2 podem ser

considerados sendo uma medida de partida da capacidade ótima.

IV.4.1.3 Mola Amaciada (Elasticidade Tangente Hiperbólica)

Um isolador não-linear também pode ter uma característica “amaciada”; isto é,

a inclinação da curva que representa a força versus a deflexão decresce com o

47

crescimento da deflexão. A força-deflexão característica para um típico isolador

“amaciado” é:

FBs B(δ ) = kd B1B tanh1d

δ (IV.13)

onde, k Bi B é a inclinação inicial da curva. Se F Bs B(δ ) é substituído por mBaB

••

x BmB , δ por δ BmB, e

k Bi B por mBa B ω BnPB

2P , a equação IV.13 torna-se,

B

112 tanh

ddx m

n

m δω

=

••

B(IV.14)

onde, δ Bm B e ••

x Bm B são valores máximos de deflexão e aceleração, respectivamente, e

ω BnB pode ser interpretado como a freqüência natural para pequenos valores de δ BmB.

Para relacionar •

u Bm Ba δ Bm, Bsubstitui-se F Bs B(δ ) da equação IV.13 na equação IV.4, seja

ω BnPB

2P = k Bi B/mBaB, e integra-se:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

•

1

22

12

2

coshlogdd

u me

n

m δω

B B(IV.15)

IV.4.1.4 Mola Linear e Amortecimento Viscoso

A adição de amortecimento viscoso pode quase dobrar a capacidade de

absorção de energia de um isolador de choque linear. Considere o sistema com mola

linear como definido pela equação IV.2 e as condições iniciais como •

δ = •

u BmB, δ = 0,

quando t = 0; para t > 0, ••

u = 0. Fazendo c Bc B = 2mBaB ω Bn Be ζ = c/c Bc B, a equação de

movimento torna-se:

••

δ + 2ζω BnB

•

δ + ω BnPB

2P δ = 0 (IV.16)

Soluções da equação IV.16 para máxima deflexão δ Bm Be máxima aceleração ••

x BmB como funções de ζ estão disponíveis na forma analítica; as soluções são

mostradas graficamente nas figuras IV.6 e IV.7. Na figura IV.7, a razão adimensional ••

x BmB/•

u BmB ω Bn Bé plotada como função da fração do amortecimento crítico ζ. Note que a

presença de pequeno amortecimento reduz a aceleração máxima. Como ζ cresce

além de 0.25, a aceleração máxima cresce novamente. Para ζ > 0.50, a aceleração

48

máxima ocorre em t = 0 e excede aquela sem amortecimento; ela é contada somente

para a força de amortecimento c•

δ = c•

u BmB.

Figura IV.6 - Representação adimensional da máxima aceleração transmitida ••

x BmB para

um isolador que possui uma mola linear e amortecimento viscoso [10].

Figura IV.7 - Representação adimensional da capacidade de absorção de energia de

um isolador que possui mola linear e amortecimento viscoso. A ordenada

é uma medida inversa da capacidade de absorção de energia [10].

49

Na figura IV.7 o parâmetro ••

x BmPB

P δ BmB/(

•

u BmB) P

2P é plotado como função de ζ. A figura

IV.7 mostra também que a presença de amortecimento melhora a efetividade de

estocagem de energia do isolador além de ζ = 0.50. Na vizinhança de ζ = 0.40, o

parâmetro ••

x BmPB

P δ BmB/(

•

u BmB) atinge um valor mínimo de 0.52 apenas levemente acima do

valor mínimo teórico de 0.50. Este parâmetro tem o valor 1.00 para um sistema linear

não amortecido, e valores ainda maiores para uma mola enrijecida. Por outro lado, o

parâmetro ••

x BmPB

P δ BmB/(

•

u BmB) pode se aproximar de 0.50 para uma mola amaciada.

IV.5 PULSO DE ACELERAÇÃO PARA SISTEMA DE CORPO RÍGIDO A resposta de uma mola – montada em um corpo rígido para vários pulsos de

aceleração fornece informações úteis. Por exemplo, estabelecem limitações sobre o

uso do degrau de velocidade em vez de um pulso de aceleração, e é significante na

determinação da resposta de um componente de um equipamento quando o suporte

do equipamento está sujeito a um degrau de velocidade. Informações úteis adicionais

são fornecidas pela comparação das respostas aos pulsos de aceleração.

Para pulsos positivos (••

u > 0) obtêm-se um único valor máximo e duração finita,

três características básicas do pulso são de importância: máxima aceleração ••

u BmB,

duração τ, e velocidade •

u Bc B. A relação entre aceleração, duração e mudança de

velocidade é:

•

u Bc B = ∫•τ

0

dtu (IV.17)

onde o valor da integral corresponde a área sob a curva aceleração versus tempo.

Considere o pulso de aceleração de “meio-seno” (vide figura IV.8) de amplitude

••

u Bm Be duração τ:

••

u = ••

u Bm Bsenτ

π t. [0 ≤ t ≤ τ] (IV.18)

••

u = 0 [t > τ]

e a duração efetiva como:

πτττ

2= (IV.19)

50

Figura IV.8 – Pulso de Meio – Seno

IV.5.1 Espectro do Choque

A abscissa ωBnBτ Br B na figura IV.9 pode ser tratada como uma medida da duração

do pulso (proporcional a τ Br B) para um dado sistema massa-mola com ωBnB fixo.

Alternativamente, a duração do pulso pode ser considerada fixa; então as curvas

mostram o efeito de variação das freqüências naturais ωBnB de um sistema massa-mola.

A curva da figura IV.9, mostra a máxima aceleração induzida por um pulso de

aceleração de meio-seno sobre sistemas massa-mola de várias freqüências naturais

ωBnB; assim, a figura IV.9 pode ser utilizada para determinar as freqüências naturais

necessárias de um isolador, se ••

x BmB e ••

u BmB são conhecidos.

Figura IV.9 - Transmissibilidade do choque para um sistema linear não – amortecido

como uma função da freqüência angular ω Bn Be duração efetiva do pulso

τ Br B. B BO movimento do suporte é um pulso de aceleração meio – seno [10].

51

Cada curva mostrada na figura IV.9 pode ser interpretada como uma descrição

do pulso em termos de uma resposta induzida em um sistema sujeito a um pulso. A

curva de resposta máxima como função de freqüências naturais de sistemas de

resposta é chamada de espectro de resposta ou espectro de choque. Um pulso é uma

forma particular de um sinal de choque; assim, cada sinal de choque tem um espectro

de choque característico. Um sinal de choque tem um valor efetivo característico de

duração de tempo τ Br B o qual não precisa ser definido especificamente; em vez disso os

espectros são feitos para serem aplicados explicitamente para um dado sinal de

choque pelo uso das freqüências naturais ωBnB como um parâmetro dimensional na

abscissa. Considerando a montagem do isolador e sendo o equipamento o sistema de

resposta, a freqüência natural do isolador pode ser escolhida para encontrar alguma

aceleração máxima específica ••

x BmB do equipamento suportado pelos isoladores. Os

espectros das máximas deflexões δ BmB dos isoladores podem ser desenhados, e são

úteis na predição da máxima deflexão dos isoladores quando a freqüência natural do

isolador é conhecida.

Quando o amortecimento é adicionado ao isolador, a análise da resposta torna-

se muito mais complexa. Em geral, é possível determinar o valor máximo da

aceleração de resposta ••

x BmB, apenas pelo cálculo da história do tempo da aceleração

de resposta sobre o intervalo de tempo total suspeito de incluir a resposta máxima. Um

computador digital tem sido utilizado para encontrar os espectros de choque para os

pulsos de aceleração de meio-seno com várias frações de amortecimento crítico no

sistema de resposta, como mostrado na figura IV.10. Espectros similares poderiam ser

obtidos para indicar os valores máximos de deflexão do isolador. Na seleção de um

isolador de choque para uma aplicação específica, pode ser necessário utilizar ambos

espetros de aceleração e deflexão máxima.

52

Figura IV.10 - Transmissibilidade do choque para um sistema com mola linear e

amortecimento viscoso. O movimento do suporte é um pulso de

aceleração meio – seno de altura ••

u BmB e duração efetiva τ Br B. As curvas

são para valores discretos da fração de amortecimento crítico ζ no

isolador como indicado [10].

53

CAPÍTULO V

V TECNOLOGIA REFRATEX

V.1 INTRODUÇÃO

A tecnologia de remoção de concreto refratário com o uso de micro-detonações

desenvolvida pela IMBEL e ABB é conhecida como tecnologia Refratex. A técnica foi

desenvolvida com o apóio da Petrobras para a utilização na remoção de concreto

refratário em unidades de craqueamento catalítico em leito fluidizado mais conhecidos

pela sigla UFCC.

V.2 HISTÓRICO E ESCOPO DA PESQUISA

Em linhas gerais a IMBEL foi responsável pelo desenvolvimento técnico, a ABB

pelo aporte financeiro e a Petrobras apoiou fornecendo informações, seções de

equipamento para teste e validando cada fase do projeto.

A remoção de refratários é uma atividade de manutenção comum a diversos

setores industriais. Contudo, foi escolhida como escopo inicial para pesquisa e

desenvolvimento a remoção de concreto refratário em UFCC, pois a parceria

estabelecida entre a IMBEL e ABB obteve o apoio da Petrobras.

Nas UFCC existem diversos tipos de concreto refratário em distintas regiões do

equipamento. Desta forma, foi definida como situação crítica para a aplicação da

tecnologia a remoção do concreto antierosivo C em risers. Isto se deve ao fato do

concreto antierosivo ser o mais resistente e os risers possuírem uma das menores

espessuras de costado metálico onde o refratário está aplicado.

Assim, o escopo inicial e a situação crítica para a aplicação da tecnologia a ser

desenvolvida foram definidas.

V.3 FASES DE PESQUISA E DESENVOLVIMENTO

De forma a facilitar o processo de pesquisa e desenvolvimento, foram

estabelecidas fases que deveriam ser cumpridas para que a tecnologia atingisse os

objetivos propostos, que eram os seguintes:

54

- Segurança Máxima para as Pessoas;

- Avaliação e Atenuação dos Impactos no Costado Metálico;

- Remoção do Refratário de forma Eficiente e Rápida;

Para contemplar estes aspectos o projeto foi dividido nas seguintes fases:

- Fase Preliminar - Avaliação Conjunta destes três objetivos;

- Fase 1 - Avaliação dos Parâmetros que Influem na Remoção com Micro-Detonações;

- Fase 2 - Garantia da Integridade Estrutural;

- Fase 3 - Testes em Campo para Avaliar a Viabilidade e Segurança do Emprego;

Cada fase estabelecida deveria ser validada pela Petrobras.

V.3.1 Fase Preliminar

UObjetivo U – Avaliar a Viabilidade do Desenvolvimento Tecnológico

UPeríodo U – Fev 2000 a Jul 2000

Esta fase, que teve como principal objetivo avaliar a viabilidade do

desenvolvimento tecnológico, foi marcada pela execução de testes preliminares que

verificaram, de forma sucinta, o potencial para alcançar os três objetivos essenciais

estabelecidos. As figuras V.1.a e V.1.b ilustram um dos ensaios feito em uma das

peças cedidas pela RPBC – Refinaria Presidente Bernardes Cubatão, SP.

Figura V.1.a - Malha Explosiva Preparada Figura V.1.b - Resultado da Detonação

UDificuldades Encontradas U:

A maior dificuldade encontrada nesta fase foi vislumbrar uma forma para se

obter a remoção efetiva do refratário com o uso de explosivos. Foram testadas

diversas formas até se chegar a solução hoje empregada, que consiste na execução

de furos na parede de refratários a ser removida, conforme ilustra a figura V.2.

UVal

V.3

UObj

UPer

de

ens

se

exp

ade

Ancoragem

r

Concreto Refratário

55

Figura V.2 - Ilustrativo da Aplicação da Tecnologia Refratex

idação Petrobras U – 11/07/2000

.2 Fase 1

etivo U – Avaliar os Parâmetros para a Remoção do Refratário

íodo U – Jul 2000 a Abr 2001

A primeira fase do projeto se dedicou a desenvolver a remoção d

forma mais rápida que pelo método tradicional. Para tanto, foram feitos

aios, que tiveram como finalidade avaliar os diversos parâmetros neces

obter uma remoção mais eficiente do refratário. Foram avaliados desd

losivo, carga a ser utilizada até a configuração de furos (malha exp

quada.

Confinamento

Capa de Plástico

Micro Carga Explosiva

Iniciado

e

c

lo

Absorsor de Choque

refratários

erca de 60

sários para

e o tipo de

siva) mais

56

As figuras V.3, V.4, V.5 e V.6 apresentam a seqüência de um ensaio realizado

para se avaliar a abertura de frente livre e a efetividade de uma determinada malha

explosiva.

Figura V.3 - Etapa 1 do Ensaio Figura V.4 - Resultado após a 1 PU

aUP Detonação

Figura V.5 - Etapa 2 do Ensaio Figura V.6 - Resultado após 2 PU

aUP Detonação


O processo de abertura de frente livre (primeira região em que o refratário é

removido para abrir a clareira necessária para se prosseguir com o processo de

remoção por micro-detonação) e a seleção de equipamentos para furação e

desenvolvimento de brocas, adequadas para furar o concreto refratário, foram

algumas das maiores dificuldades encontradas no transcurso desta etapa.

A abertura de frente livre nesta fase foi desenvolvida conforme as figuras V.3,

V.4, V.5 e V.6. Quanto à seleção de equipamentos chegou-se a conclusão que o mais

adequado seria o uso de marteletes pneumáticos para a furação com brocas especiais

tipo cone bit, onde o bit é a uma ferramenta cortante que é presa a uma haste para

formar a broca. Em regiões de difícil acesso, são utilizados marteletes pneumáticos

mais leves (especiais) e furadeiras elétricas de alta rotação.

57

UValidação Petrobras U– 10/04/2001

V.3.3 Fase 2

UObjetivo U – Avaliar a Integridade Estrutural

UPeríodo U – Abr 2001 a Jul 2002

A fase 2 foi a que apresentou as maiores dificuldades e portanto os maiores

desafios a serem superados. O foco da pesquisa nesta fase foi a garantia da

integridade estrutural dos equipamentos. Para a execução das centenas de ensaios

desta etapa foram utilizados uma seção de riser e um crossover, cedidos pela

Refinaria do Vale do Paraíba – São José dos Campos , SP - REVAP. Foi fundamental

a consultoria realizada pela UNESP [11,12] para o desenvolvimento da metodologia de

medição da deformação.

A avaliação estrutural do FCC foi realizada pela REVAP que encaminhou um

relatório mais detalhado sobre as conclusões obtidas para o Centro de Pesquisas da

Petrobras - CENPES.

Podem-se extrair algumas conclusões do estudo realizado para análise da

integridade estrutural. Em primeiro lugar, pode-se afirmar que o explosivo atua de

forma localizada na estrutura. Em outras palavras, a detonação de uma carga

explosiva gera apenas uma deformação pontual, que é muito pequena, devido à

atuação do absorsor de choque. Assim sendo, foram estabelecidos limites máximos de

deformação que estão em função da espessura da estrutura onde o concreto está

ancorado e da carga explosiva. Outra conclusão importante é que não ocorre

propagação de trincas quando é feita a detonação.

As figuras V.7, V.8 mostram um ensaio realizado para a calibração de malha no

riser cedido pela REVAP. As figuras V.9 e V.10 mostram sensor e equipamento

utilizados para avaliação da integridade estrutural. Na figura V.9 é mostrado um

extensômetro elétrico de resistência instalado na parede do tubo metálico para

medição da variação de deformação no tempo, produzida pela micro-detonação.

58

Figura V.7 - Preparação da Malha Explosiva Figura V.8 - Resultado do Ensaio

Figura V.9 - Extensômetro Figura V.10 - Mediçã


Os grandes obstáculos dessa fase foram: a seleção e de

técnica mais adequada para se medir o valor do impacto gerado

estrutura metálica, o desenvolvimento de um absorsor de choq

calibração dos parâmetros, obtidos na fase 1, em peças reais.

Depois de avaliar várias técnicas, chegou-se a conclusão

forma de medir o valor do impacto gerado pelo explosivo na estrut

através da extensometria (medida da deformação). No que diz respe

choque foram testados mais de dez tipos diferentes dos quais tr

eficientes. Quanto à calibração dos parâmetros foi necessário real

testes para se redefinir carga e distância entre furos. O maior proble

dos parâmetros foi a ineficiência do processo de abertura de frente

fase 1. Foi desenvolvido um outro processo que consiste na remoção

de refratário, cortes para delimitar uma faixa a ser removida e uma

INSTRUMENTAÇÃO

o de Deformação

senvolvimento da

pelo explosivo na

ue eficiente e a

de que a melhor

ura metálica seria

ito ao absorsor de

ês se mostraram

izar uma série de

ma na calibração

livre adotado na

de um quadrado

malha explosiva

59

específica para essa tarefa, conforme mostram as figuras V.11 e V.12.

Figura V.11 - Abertura de frente livre Figura V.12 - Resultado da detonação

Validação Petrobras – 11/07/2002

V.3.4 Fase 3

UObjetivo U – Avaliar o Emprego da Tecnologia dentro de Refinarias

UPeríodo U – Jul 2002 a Jan 2003

Ao longo de todo o projeto, foram desenvolvidas formas de se garantir

segurança máxima para as pessoas. Contudo, foi esta fase que possibilitou testar os

procedimentos técnicos e de segurança elaborados. Foram executados testes nas

seguintes refinarias de petróleo da Petrobras: RECAP, Capuava, SP; REVAP, São

José dos Campos, SP e REPLAN, Paulínia, SP. Cada refinaria elaborou sua Análise

Preliminar de Risco – APR em conjunto com a IMBEL e ABB.

Os primeiros testes foram realizados na RECAP. Nesta refinaria foi utilizado

para os ensaios o equipamento de TCC desativado, equipamento este que é um

antecessor do FCC, localizado dentro da área de processo a uma distância de 20

(vinte) metros do URFCC, que é um equipamento mais moderno que o FCC, e 15

(quinze) metros da torre fracionadora, ambos em funcionamento. Nesta ocasião, foram

realizadas palestras para o pessoal de todas as áreas envolvidas com o teste e

demais interessados. Havia uma grande preocupação quanto ao impacto que seria

gerado pelas detonações, mas a realização dos ensaios mostrou que a sobrepressão

não causava danos à instrumentação e o ruído apresentou valores dentro dos limites

aceitáveis.

A figura V.13 apresenta uma das peças que foi utilizada na REPLAN para os

ensaios da fase 3 do projeto Refratex. As figuras V.14, V.15 são referentes ao preparo

da área que foi removida em outra peça ensaiada na REPLAN. Enquanto a figura V.16

corresponde ao aspecto final da malha explosiva pronta na peça da figura V.13. Cabe

60

ressaltar que o termo escorvamento mencionado na figura V.15 refere-se à conexão

da espoleta (explosivo primário) com o cartucho (explosivo secundário).

Figura V.13 - Câmara de Orifício - REPLAN Figura V.14 - Parede após Furação

Figura V.15 - Escorvamento dos Cartuchos Figura V.16 - Montagem Final da Malha


A grande dificuldade nesta fase foi o aspecto psicológico. Outra grande

dificuldade encontrada foi o surgimento de línguas de fogo, chamas de grande

comprimento saindo para o exterior, em equipamentos fechados.

Devido ao aspecto psicológico foram elaboradas APR´s, que apresentam

aspectos conservativos. Estes documentos foram elaborados em conjunto com

representantes da Petrobras, ABB e IMBEL e específicas à realidade de cada

refinaria, ou seja, foram elaboradas três APR´s. Em cada refinaria onde houve

testes, os técnicos em explosivo participaram da integração proporcionada pela

refinaria. As línguas de fogo foram eliminadas com o desenvolvimento de um

processo de inicialização da detonação através de espoletas não-elétricas.

UValidação Petrobras U – 24/01/2003

61

V.4 RESUMO DA TECNOLOGIA REFRATEX De forma resumida o desenvolvimento tecnológico é representado por:

- Procedimentos de execução para o emprego da tecnologia em UFCC;

- Procedimentos de segurança para o emprego da tecnologia em UFCC;

- Processo de inicialização das micro-detonações;

- Cartucho Refratex composto por absorsor de choque, carga explosiva e

cordel detonante;

- Conjunto bucha – parafuso para confinamento;

- Metodologia para avaliação da integridade estrutural;

- Especificações técnicas para furadeiras elétricas e pneumáticas;

- Especificações técnicas para parafusadeira elétrica e serra hidráulica;

- Paiol móvel para transporte e armazenamento de explosivos;

- Telas para proteção adicional contra lançamento de fragmentos.

V.5 APLICAÇÕES E VANTAGENS DA TECNOLOGIA REFRATEX

Apesar de a tecnologia Refratex ter sido inicialmente desenvolvida para ser

empregada na remoção de concreto refratário em equipamentos de FCC, é possível

que sua aplicação possa ser estendida para outros equipamentos industriais.

A técnica não se limita a equipamentos que possuam concreto refratário como

revestimento, mas também pode ser utilizada em equipamentos que possuam

incrustações que precisam ser removidas. Os setores industriais que podem usufruir

desta tecnologia são: siderurgia, papel, cimento e petroquímica, entre outros.

A tecnologia Refratex apresenta diversas vantagens em relação à técnica

convencional de remoção de concreto refratário que atualmente é feita com marteletes

pneumáticos.

A primeira grande vantagem é a redução do tempo para a execução da

atividade de remoção. Quando esta atividade está no caminho crítico da parada é

possível diminuir os dias de paralisação do equipamento e como conseqüência reduzir

o lucro cessante da planta industrial.

A remoção de concreto refratário com marteletes pneumáticos exige um

grande número de operários expostos a condições de risco durante um longo período

de tempo. Assim, outro aspecto vantajoso de grande importância é um menor tempo

62

de exposição de um menor número de operários durante um trabalho sob condições

de risco.

Os operários que são necessários na remoção com marteletes pneumáticos

podem agora ser utilizados em uma nova função na remoção com micro-detonações.

Com esta nova técnica eles não perderão o seu trabalho, pois, poderão executar a

furação necessária para a colocação das micro-cargas explosivas dentro do concreto.

Com a vantagem adicional de estarem realizando uma atividade muito menos

insalubre que aquela realizada com a técnica convencional.

Por fim, pode-se afirmar que o fator Custo x Benefício é muito melhor a favor

da tecnologia Refratex quando comparada com a técnica convencional em situação

onde ocorre a redução do tempo de parada.

63

CAPÍTULO VI

VI METODOLOGIA E RESULTADOS EXPERIMENTAIS

VI.1 INTRODUÇÃO

A tecnologia Refratex precisava de dados consistentes para afirmar que as

cargas explosivas utilizadas para remoção de concreto refratário não danificariam o

costado metálico de risers de FCC. Assim sendo foram executados ensaios de

extensometria pelas empresas ABB e IMBEL com o apoio da Petrobras e o suporte

técnico em extensometria do Departamento de Engenharia Mecânica da UNESP –

Campus de Ilha Solteira, SP.

Inicialmente, foram executados ensaios para definição da metodologia. Estes

testes tinham por finalidade definir o sistema de medição, a montagem do experimento

e o procedimento experimental.

Uma vez definida a metodologia foram executados diversos ensaios, cujos

resultados estão apresentados mais adiante neste capítulo.

VI.2 SEÇÕES DE FCC PARA TESTE

A Petrobrás, através da Refinaria do Vale do Paraíba – REVAP, cedeu uma seção

de riser e um crossover de FCC para execução destes ensaios. A seção de Riser

(Figura VI.1) e o Crossover (Figura VI.2) possuíam as seguintes dimensões:

- Seção de Riser – comprimento Ls = 7,4 m, diâmetro D = 1,28 m, espessura e = 12,7

mm e 140 kN de peso.

- Crossover – comprimento Ls = 10,0 m, diâmetro D = 1,9 m, espessura e = 25,4 mm e

330 KN de peso.

Figura VI.1 - Seção de Riser

64

Figura VI.2 - Crossover

As duas seções de FCC disponíveis para teste podem ser consideradas como

cascas cilíndricas tubulares, pois têm relações D/e ≥ 50 e se encaixam nas definições

dadas por [13] que define cascas como elementos estruturais laminares esbeltos

tridimensionais de superfície média curva.

VI.3 METODOLOGIA

Determinar a deformação através da extensometria foi a forma mais adequada

encontrada para avaliar os reais danos que o Riser de FCC sofreria com a detonação

de micro cargas explosivas. A ABB e IMBEL tinham pouca experiência na área de extensometria e de

forma a produzir resultados confiáveis e transparentes optaram por contratar os

serviços de uma universidade ou instituto de pesquisa. Várias instituições, do estado

de São Paulo, foram contatadas e optou-se por se contratar a UNESP por ter

apresentado a proposta mais adequada para as pretensões da ABB, IMBEL e

Petrobras.

No entanto, seria preciso definir detalhadamente o sistema de medição, a

montagem do experimento e o procedimento experimental para se obter resultados

confiáveis. A seguir, será descrito como ocorreu o desenvolvimento necessário para

estabelecer o formato do ensaio pretendido.

65

VI.3.1 Sistema de Medição e de Aquisição de Sinais Dinâmicos

Após estudos realizados e verificada a disponibilidade de equipamentos foi

proposta pela UNESP o seguinte sistema de medição:

• Extensômetro elétrico unidirecional de resistência de 350 Ω, com ganho k BeB = 2,07 e

deformação admissível de 12000 µS. Sabe-se que um extensômetro unidirecional

isolado é capaz de fornecer uma deformação específica apenas na sua própria

direção [14].

• Amplificador / Condicionador de sinais tipo DC, com resposta em freqüência de

100 kHz, filtro passa baixa de 30 kHz, voltagem de excitação de 10,24 Vdc, ganho

de 31x, sem controle de Offset. (Protótipo desenvolvido pelo DEE/UNESP –

Campus de Ilha Solteira). O uso de amplificador se impõe pelo fato das pequenas

variações de voltagem serem de difícil leitura por voltímetros normais [15].

• Sistema de aquisição de sinais e conversor A/D modelo WaveBook da IOtech, com

12-bit de resolução, taxa de amostragem de 1MHz, taxa de aquisição controlada

por software de até 500 kHz, oito canais de entrada e comunicação com

computador digital via interface de alta velocidade tipo EPP.

• Computador digital tipo NoteBook, e software de controle e aquisição DasyLab,

específico para o sistema WaveBook.

Para esse sistema de medição e de aquisição de sinais ser testado seria preciso

ainda definir a montagem do experimento e o procedimento experimental.

VI.3.2 Montagem do Experimento

A instrumentação foi realizada com circuito elétrico na forma de ponte de

Wheatstone. Os extensômetros passivos, referentes a três dos braços da ponte foram

instalados sobre uma barra de aço carbono, depositada sobre a mesa de

instrumentação, isenta de esforços mecânicos, sujeita apenas a variação de

temperatura ambiente. O quarto braço da ponte é o extensômetro de serviço (ativo),

que foi colado sobre a superfície externa da casca cilíndrica metálica que sofre o

impacto da detonação. Desta forma, a instrumentação foi feita numa configuração de

ligação elétrica em um quarto de ponte, com compensação de temperatura.

66

Para esta configuração se V é voltagem de excitação da ponte, no caso 10,24

Vdc, a voltagem de saída (VBoB) devido ao desequilíbrio provocado pela deformação (ε)

do extensômetro ativo será:

εε ⋅⋅

=⋅⋅

=4

07,224,104

eo

kVV (VI.1)

A voltagem transmitida para o conversor A/D pelo amplificador será: oVQL ⋅= ,

onde Q é o ganho do amplificador, no caso igual a 31. Resulta que a deformação do

extensômetro colado sobre a chapa, em µS (m/m x 10P

-6P) é dada por:

LL ⋅=⋅⋅⋅

= 608707,224,1031

4ε [µS] (VI.2)

onde L é a voltagem lida pelo conversor A/D.

VI.3.3 Procedimento Experimental

Com o objetivo de se estabelecer as condições ideais de aquisição do sinal, e

se adquirir o domínio do procedimento experimental, foram realizadas inicialmente

quatro detonações em placas testes. Estas detonações foram feitas com cargas bem

menores que a pretendida na aplicação real, e serviram apenas para se regular os

parâmetros do amplificador, por se tratar de um protótipo sem recursos de ajuste por

botões ou chaves externas. As mudanças foram feitas por grampos (jampers) e pela

troca de componentes tais como resistências e capacitores. Os gráficos desses sinais

não serão apresentados.

A seguir se instrumentou o trecho de tubo riser cedido pela Petrobras, que foi o

modelo real utilizado para se obter os resultados desejados. Foram colados

extensômetros em três posições, sendo que em duas delas se colou dois

extensômetros, um para medir deformação segundo a direção axial e outro na direção

circunferêncial do tubo. No terceiro ponto se colou apenas para medição segundo a

direção axial.

Apesar do cuidado de se realizar os testes anteriormente citados, foram

enfrentados problemas sérios de ruídos externos e com o aterramento. Para

solucioná-los, se retirou o controle de calibração e ajuste zero do sinal DC (off-set) do

amplificador, o que implicou em se estabelecer um valor de disparo 0

_v (trigger) mais

elevado.

67

Para suprir a perda do controle de off-set, se acrescentou ao procedimento a

aquisição de sinais em cada ponto de instrumentação, antes de cada detonação e sem

qualquer outra ação sobre o tubo. Dessa forma o sinal DC (off-set) foi subtraído

posteriormente, via software, do sinal deformação x tempo devido à detonação.

Após algumas detonações para testes preliminares, foram realizadas cinco

detonações com aquisição de sinais com os parâmetros de ajuste considerados

adequados. Os gráficos de quatro respostas de deformação específica x tempo são

mostrados a seguir.

Foram realizadas em cada ponto duas micro-detonações com cargas parciais

(menores que a padrão), considerando como carga padrão aquela necessária para

realizar a remoção do concreto refratário, sendo uma com medição da deformação

específica x tempo no sentido axial, e outra no sentido circunferencial do tubo. Pode-

se verificar que como a deformação da parede do tubo é localizada e tem

aproximadamente o formato de uma calota esférica, as medidas não sofreram

variação significativa com a direção de posicionamento do extensômetro em relação

ao eixo do tubo, (Figuras VI.3 e VI.4).

ms0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 2.

4000

3500

3000

2500

2000

1500

1000

500

0

Figura VI.3 - Variação da deformação específica axial x tempo causada pela

detonação teste.

µS, (m/m x 10P

-6P)

ms, (s x 10 P

-3P)

68

ms0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.

4000

3500

3000

2500

2000

1500

1000

500

0

Figura VI.4 - Variação da deformação específica circunferencial x tempo causada pela

detonação teste.

Na figura VI.3, observa-se uma deformação específica máxima de 2055 µS,

correspondendo a uma voltagem da ordem de 430 MPa (43 kgf/mmP

2P), e uma

deformação residual de 935 µS. Analisando-se estes resultados, se verifica que o fato

de ocorrerem duas detonações sucessivas no mesmo ponto, ainda que com cargas

parciais, produziu um encruamento do material, pois a deformação residual indicada

pelo extensômetro na segunda detonação foi pouco maior que para a primeira. É

importante salientar que as duas detonações possuem a mesma carga e o aço da

casca metálica é o ASTM A 516 grau 70 (tabela VI.1).

Tabela VI.1 – Características do Aço ASTM A 516 70 [16]

ITEM VALOR

Limite de Resistência 260 MPa (mínimo)

Limite de Ruptura 485 MPa à 620 MPa

Módulo de Elasticidade 224 GPa

µS, (m/m x 10P

-6P)

ms, (s x 10 P

-3P)

69

Na detonação cujo gráfico é apresentado na figura VI.4, a deformação máxima

é de 2321 µS, correspondendo a uma tensão de 487 MPa (48,7 kgf/mmP

2P), e a

deformação residual foi de 1249 µS, representando um incremento de 314 µS.

ms0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.

4000

3500

3000

2500

2000

1500

1000

500

0

Figura VI.5 – Variação da deformação específica axial x tempo causada pela

detonação para remoção.

ms0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.

4000

3500

3000

2500

2000

1500

1000

500

0

Figura VI.6 – Variação da deformação específica axial x tempo causada pela

detonação para remoção . Mesmo ponto de medição da deformação

mostrada na figura VI.6

Na figura VI.5, é apresentado o gráfico para o caso da detonação com a

intensidade necessária para a remoção do material. A deformação específica máxima

µS, (m/m x 10P

-6P)

ms, (s x 10 P

-3P)

µS, (m/m x 10P

-6P)

ms, (s x 10 P

-3P)

70

atingida foi de 3038 µS, indicando que o material superou a faixa elástica, confirmada

pela presença de uma deformação residual de 1275 µS.

O gráfico da figura VI.6 é uma segunda detonação com intensidade de

remoção. O valor de deformação específica máxima alcançada foi de 2427 µS e a

deformação residual foi de 1227 µS. Essa discrepância dos resultados, de deformação

específica máxima e residual, pode ser atribuída ao fato de que o concreto refratário a

ser removido já estava trincado e parcialmente solto devido às outras detonações.

Do ponto de vista de medições mecânicas, deve-se observar que em todos os

casos o intervalo de tempo, referente ao sinal transiente de deformação específica da

chapa devido à detonação, é de 25 ms para detonações parciais (Figuras VI.3 e VI.4)

e cerca de 50 ms para detonações de maior intensidade (Figuras VI.5 e VI.6).

Supondo-se que esses intervalos de tempo fossem correspondentes aos períodos T

de sinais estacionários senoidais, teriam freqüências de 4,0 kHz e 2,0 KHz,

respectivamente, mostrando que as detonações geram sinais transientes de grande

intensidade.

VI.4 INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS

Apresentam-se resultados experimentais de testes realizados na seção de tubos

cilíndricos de um riser e de um crossover, fornecidos pela REVAP - Refinaria do Vale

do Paraíba, São José dos Campos, SP com o intuito de mostrar a influência dos

parâmetros. Os resultados apresentados se referem ao pico do sinal de deformação x

tempo e a deformação residual restante após o carregamento.

Os principais parâmetros que podem ser alterados são: o tipo de explosivo, a

carga explosiva, a espessura do costado metálico, o tipo e a espessura do absorsor de

choque. Contudo, neste trabalho serão apresentados apenas os resultados referentes

ao tipo de explosivo e a espessura do costado metálico. Além destes resultados será

apresentado o ensaio feito para obtenção do gradiente de deformação.

Todos os ensaios foram realizados para revestimento de concreto refratário

antierosivo C coqueado com espessura de 127 mm, ancorados com grampo tipo V. Os

furos para colocação dos explosivos possuíam 20 mm de diâmetro e 127 mm de

profundidade.

71

VI.4.1 Influência do Tipo de Explosivo

Alguns ensaios tiveram como objetivo avaliar a influência do tipo de explosivo

para os picos e residuais de deformação específica resultante do emprego de

diferentes tipos de explosivo. Foram avaliados dois tipos de explosivo: dinamite

comum e Refratex. O explosivo Refratex é uma formulação especial desenvolvida para

a aplicação em questão. Os demais parâmetros característicos foram os mesmos para

esses ensaios. A Tabela VI.2 apresenta os resultados obtidos para dois tipos de

explosivos testados.

Tabela VI.2 - Picos e Residuais de Deformação para Dinamite e Refratex

Figura 7

Figura 8

Nota: µS = microstrain ou (m/m) x 10 P

-6

VI.4.2 Influência da Espessura do Costado

Alguns outros ensaios tiveram como objetivo avaliar a influência da espessura

do costado metálico para os picos e residuais de deformação causados por uma

mesma carga e mesmo tipo de explosivo, a dinamite comum. Foram executados

testes na seção de riser e no crossover que possuem espessuras de costado distintas.

O riser tem 12.7 mm de parede enquanto o crossover possui 25.4 mm de parede. Os

demais parâmetros foram os mesmos. A Tabela VI.3 apresenta os resultados obtidos

para cada uma das situações descritas.

Tabela VI.3 - Deformações para Costados de Espessura Diferentes

Explosivo Deformação (Pico- µS)

Deformação (Residual- µS)

Dinamite 19454 14029 Refratex 4700 1810

Explosivo Deformação Pico (µS)

Deformação Residual (µS)

Dinamite 19454 14029 Refratex 4700 1810

Espessura do Costado (mm)

Deformação Pico (µS)

Deformação Residual (µS)

Riser - 12.7 19454 14029 CrossOver - 25.4 2213 1073

72

VI.4.3 Gradiente de Deformação

Foi observado ao longo dos ensaios que uma pequena variação no

posicionamento dos extensômetros, com relação ao centro do furo, ocasionava uma

grande variação nos resultados de deformação. Este ensaio teve como intuito avaliar a

deformação ao longo das diagonais na região de detonação obtendo dessa forma o

gradiente de deformação. Para tanto foi utilizado um extensômetro especial do tipo

KFG –2–120–D9-11 N10C2 da KYOWA. Este extensômetro tem os elementos

montados igualmente espaçados com passo (P) de 3 mm, com direção sensível

segundo o seu eixo de alinhamento.

Figura VI.7 - Extensômetro usado para a medição do gradiente de deformação

O extensômetro foi colado no costado do tubo riser (espessura da chapa de

aço = 12,7 mm, concreto = 127 mm), a partir da região central do furo de colocação da

carga, com sua direção sensível alinhada com a direção circunferêncial do tubo,

segundo o esquema apresentado na figura VI.8. O centro do furo foi obtido através da

inserção de uma fonte de calor dentro do furo e visualizado através de uma câmera

termográfica posicionada do lado externo do equipamento.

Figura VI.8 - Instalação do extensômetro para medição do gradiente de deformação.

Os sinais das deformações x tempo dos quatro extensômetros foram

registrados simultaneamente, utilizando-se um condicionador de sinais de quatro

canais, com excitação DC e resposta em freqüência de 100KHz em cada canal. A

aquisição do sinal foi realizada pelo sistema ARGUS da ABB, onde cada canal é

digitalizado simultaneamente com uma freqüência de amostragem de 40 KHz.

O experimento foi realizado com a detonação de uma carga padrão de

explosivo Refratex, em uma região onde não ocorreria a remoção do refratário. Assim

as deformações específicas máximas atingidas na chapa são maiores que as

encontradas quando ocorre a remoção.

Na figura VI.9 são apresentados, de forma gráfica, os resultados obtidos, onde

os pontos sobre a curva tracejada são os picos de deformação no instante da

detonação e os pontos na curva cheia se referem as deformações residuais, medidas

após a detonação. Nessa figura é feita, com o intuito de ilustração, a repetição

espelhada dos dados segundo o eixo de simetria (paralelo à direção axial do tubo),

levando-se em conta a simetria do dispositivo de montagem da carga e também do

furo na camada de refratário.
[µStrain]
0

10002000

3000

4000

50006000

7000

8000

-9 -6 -3 0 3 6 9

Figura VI.9 - Valore

pico d

pared

VI.9)

Pode-se verif

µS e que a deforma

ponto de detonação

4500 µS.

]

Posição radial da medição no furo [mm

73

s obtidos em pontos vizinhos, na d

e deformação e para a deformação

e externa do tubo dentro do perím

icar que os valores máximos ating

ção da parede do tubo fica fortem

do explosivo. A deformação resid

♦ - deformação residual

ire

re

etr

ido

ent

ua

- pico de deformação

ção circunferencial, para o

sidual, após detonação, na

o da região do furo (Figura

s estão na ordem de 7000

e localizada no entorno do

l máxima foi da ordem de

74

CAPÍTULO VII

VII MODELAGEM NUMÉRICA E RESULTADOS

VII.1 INTRODUÇÃO

Este capítulo tem como objetivo descrever a modelagem numérica elaborada

com o método dos elementos finitos e os diversos parâmetros utilizados, bem como

apresentar simulações da pressão dinâmica de detonação e também os resultados

que foram obtidos a partir dos vários modelos.

VII.2 ETAPAS NA ELABORAÇÃO DA MODELAGEM

Esta seção tem como finalidade descrever quais são as etapas para a

elaboração de um modelo estrutural. O programa escolhido para implementar os

modelos foi o DIANA v.8. Esta ferramenta computacional possui dois módulos de

trabalho. O módulo iDIANA que é utilizado para a geração e visualização dos

resultados e o módulo DIANA_w que é onde se definem os critérios de análise, como

por exemplo se a análise vai ser linear ou não-linear, estática ou dinâmica, dentre

outros critérios. Desta forma, a elaboração de um modelo estrutural através do DIANA

pode ser feita conforme o seguinte roteiro.

As etapas principais são:

A – Geração

B – Análise

C – Visualização

Cada uma delas possui uma tarefa específica:

A - Geração

a – Geometria

b – Propriedades Físicas e do Material

c – Carregamento

d – Condições de Contorno

75

e – Geração da Malha

f – Gravação (.dat)

Após a execução desta atividade o resultado final é a geração de um

arquivo.dat que contêm os dados que representam o modelo estrutural que será

analisado.

B – Análise

Uma vez gerado o modelo estrutural pode-se realizar análises que tem como

objetivo a calibração e validação do modelo. Os passos necessários para realizar esta

tarefa são descritos a seguir:

a – Seleção e Verificação do Arquivo de Entrada de Dados (.dat)

b – Configuração

b.1 - Inicial

b.2 - Tipo

b.3 – Execução (.com)

b.4 - Saída

d – Execução


a – Seleção do Carregamento

b – Seleção do Tipo de Resultado

c – Forma de Apresentação do Resultado

d – Geração de Gráfico

VII.3 MODELOS PARA ANÁLISE ESTRUTURAL

Os modelos estruturais que foram elaborados para representar a estrutura do

riser de FCC sob a ação de uma micro-detonação são cascas metálicas carregadas

sem o uso de absorsor de choque e sem concreto refratário aplicado as mesmas.

76

O objetivo principal destes modelos é implementar a ação de uma carga de

impacto gerado pela ação de um explosivo sob uma casca metálica e verificar a

deformação produzida por este carregamento na estrutura. Isto é, simular o problema

dinâmico que se traduz em cargas e respostas da estrutura variando ao longo do

tempo [17].

A montagem dos modelos propostos com o uso do programa iDIANA é

detalhada no anexo Elaboração de Modelos Estruturais com iDIANA. É importante

salientar que os modelos implementados e seus resultados são indicados com a

simbologia MXRY, onde:

X representa o número da modelagem utilizada;

Y representa o número do resultado gerado.

A – UGeração

a – Geometria

Todos os modelos gerados são seções da estrutura do riser (subestruturas).

Foram utilizadas três subestruturas diferentes, em termos de dimensões, a saber:

- Subestrutura 1 (Modelos 1, 2 e 5): Altura H = 0.20 m, comprimento de arco L BaB = 0.20

m e diâmetro D = 1.28 m;

- Subestrutura 2 (Modelos 3, 4, 6, 8 e 9): Altura H = 0.50 m, comprimento de arco LBaB =

0.50 m e diâmetro D = 1.28 m;

- Subestrutura 3 (Modelo 7): Altura H = 1.00 m, comprimento de arco L BaB = 1.00 m e

diâmetro D = 1.28 m.

Figura VII.1 – Estrutura do Riser e Subestrutura Gerada

77

A figura VII.1 apresenta a estrutura do riser e o aspecto da subestrutura que foi

selecionada para a modelagem do riser. As subestruturas geradas são apresentadas,

com malhas que foram utilizadas para a geração dos resultados, através das figuras

VII.2, VII.3 e VII.4.

Figura VII.2 – Malha com 100 Elementos para Subestrutura 1


78



O aço que compõe o costado metálico é o aço estrutural 516 grau 70 e os

dados que foram necessários para implementação do modelo foram obtidos através

de [16]. A espessura do costado metálico, utilizada na modelagem numérica, foi de

127 mm ou 0.5”. Este valor corresponde a espessura do riser onde foram obtidos os

resultados experimentais apresentados no capítulo VI. A tabela VII.1 apresenta os

dados utilizados para definir as propriedades físicas e do material.

Tabela VII.1 Propriedades Físicas e do Material

Propriedade Valor

Densidade (ρ) do Aço 7800 kg/mP

3P

Módulo de Elasticidade do Aço (E) 224 GPa

Limite Elástico do Aço (σ) 260 MPa

Coeficiente de Poisson (ν) 0,3

Coeficiente de Amortecimento Estrutural (a) 0,5 %

Espessura do Costado Metálico (e BaB) 12,7 mm

79

c – Carregamento

Foi escolhida a carga tipo pressão por ser a mais adequada para representar a

ação de um explosivo. Esta carga foi aplicada em uma área de 4 cmP

2P que representa a

área dos furos que são feitos no concreto para o carregamento dos cartuchos com

explosivo. Sendo este um carregamento dinâmico foi fornecido também a variação da

pressão ao longo do tempo. Os gráficos de pressão x tempo que representam esta

carga dinâmica são apresentados nas figuras VII.6 e VII.7 e foram extraídos de [18]

que é representado pelo gráfico da figura VII.5. Para facilitar a calibração dos

resultados se optou por trabalhar com valores unitários para pressão nos gráficos

implementados no iDIANA. Desta forma, a magnitude da carga aplicada na estrutura é

obtida por um valor definido através de um comando no iDIANA multiplicado pelo valor

unitário do gráfico. T

O gráfico da figura VII.5 foi extraído do trabalho [18] realizado com o explosivo

composto B. Apesar deste explosivo não possuir características iguais ao do explosivo

Refratex o seu comportamento de pressão x tempo serve como uma primeira

aproximação para a geração dos resultados do modelo proposto.

Figura VII.5 - Gráfico Pressão x Tempo [18]

O gráfico da figura VII.6 (TC1) foi produzido a partir da digitalização do gráfico

da figura VII.5 com o uso do programa GETDATA v.2.20 e o da figura VII.7 (TC2) é

uma curva ajustada a partir de TC1 para representar melhor o explosivo refratex. A

80

curva TC1 foi utilizada para os modelos e resultados M1R1, M1R2, M1R3, M2R1,

M2R2, M3R1, M4R1. M5R1, M6R1 e M7R1, enquanto que a curva TC2 foi utilizada

para os modelos M8R1 e M9R1, este último utilizado para fazer, mais a frente, uma

comparação numérico – experimental.

Pressão x Tempo

0,00

0,30

0,60

0,90

1,20

1,50

1,80

0 15 30 45 60 75 90

Tempo (Microsegundos)

Pre

ssão

(Uni

tária

)

Figura VII.6 - Curva Pressão x Tempo para explosivo Composto B (TC1)

Pressão x Tempo

0,00

0,30

0,60

0,90

1,20

1,50

1,80

0 200 400 600 800 1000


Pres

são

(Uni

tária

)

Figura VII.7 - Curva Pressão x Tempo calibração proposta (TC2)


Para todos os modelos gerados foram utilizadas as mesmas condições de

contorno. Duas faces foram restringidas com relação à translação ao eixo Y, enquanto

as outras duas faces foram restringidas com relação à translação aos eixos X e Y.

Estas condições de contorno podem ser visualizadas melhor através da figura VII.8.

Figura VII.8 – Condições de Contorno


As malhas foram geradas com 100, 625, 1600, 2500 e 3600 elementos. Os

elementos utilizados foram elementos de casca quadriláteros de 4 ou 8 nós. As figuras

VII.9 (a e b) mostram respectivamente os elementos quadrilátero de 4 nós e

quadrilátero de 8 nós.

F

a b

igura VII.9 - (a) Quadrilátero

81

de 4 nós e (b) Quadrilátero de 8 nós [19]

82

f – Gravação (.dat)

Para encerrar o processo de geração do modelo os dados são gravados em

um arquivo de dados que posteriormente são utilizados para produzir as análises

desejadas.

A figura VII.10 mostra o aspecto da estrutura gerada através do programa

iDIANA. É possível observar a malha gerada, suas condições de contorno e o

carregamento. A malha apresentada nesta figura é composta por 1600 elementos para

a subestrutura 1 e foi utilizada para gerar alguns dos resultados que são apresentados

neste capítulo.

Figura VII.10 - Estrutura gerada através do iDIANA

B – Análise

A análise que foi realizada em todos estes modelos é não – linear, com passos

de tempo. Estes passos de tempo são frações do intervalo de tempo total da análise e

também são conhecidos como intervalos de integração. Para a produção dos

resultados foram utilizados diferentes passos de tempo, conforme será apresentado no

fim deste capítulo na tabela VII.2. Todos os resultados apresentados são relativos ao

elemento central da superfície onde está aplicada a carga. Como se pode ver pela

figura VII.11 a deformação da superfície metálica é muito pontual e o pico de

deformação encontra-se justamente no elemento central da superfície onde a carga foi

aplicada.

83

Figura VII.11 - Campo de Deformação gerado pelo iDIANA


Não foi utilizado este recurso na produção dos resultados, pois ele possui uma

limitação quanto ao número de passos de tempo que é de apenas 100. Desta forma,

optou-se pelos resultados tabulados, ou seja, resultados em forma de arquivos de

texto que podem ser utilizados para a elaboração de gráficos em outros softwares.

Neste trabalho os gráficos foram elaborados com o auxílio do software EXCEL.

VII.4 RESULTADOS NUMÉRICOS OBTIDOS

Todos os resultados obtidos são deformações ao longo do tempo. Eles foram

gerados com as chamadas deformações principais. Entende-se por deformações

principais, segundo [20], como deformações lineares específicas nas direções

principais (direções ortogonais) em relação às quais a distorção é nula. A direção

ortogonal escolhida foi aquela que produziu os maiores valores de deformação que

neste caso foram na direção circunferencial.

VII.4.1 Resultados para os Modelos Implementados

Os resultados serão apresentados através dos gráficos das figuras VII.12 a

VII.23. A tabela VII.2 mostrará sob quais condições eles foram obtidos.

84

Tabela VII.2 – Parâmetros e Elementos Utilizados nas Modelagens Numéricas

Modelagem Numérica

Elemento Utilizado

Qte de Elementos

Tempo Total

Pico de Pressão

Intervalo de Integração Numérica

M1R1 P

(1)P QU4, Q20SH 1600 90 µs 195 MPa 2 x 10 P

-7 Ps

M1R2 P

(1)P QU4, Q20SH 1600 90 µs 195 MPa 5 x 10 P

-8 Ps

M1R3 P

(1)P QU4, Q20SH 1600 90 µs 195 MPa 1 x 10 P

-8 Ps

M2R1 P

(1)P QU8, CQ40S 1600 90 µs 195 MPa 2 x 10 P

-7 Ps

M2R2 P

(1)P QU8, CQ40S 1600 90 µs 195 MPa 5 x 10 P

-8 Ps

M3R1 P

(2)P QU4, Q20SH 2500 90 µs 195 MPa 2 x 10 P

-7 Ps

M4R1 P

(2)P QU4, Q20SH 3600 90 µs 195 MPa 2 x 10 P

-7 Ps

M5R1 P

(1)P QU4, Q20SH 100 90 µs 195 MPa 2 x 10 P

-7 Ps

M6R1 P

(2)P QU4, Q20SH 625 90 µs 195 MPa 2 x 10 P

-7 Ps

M7R1 P

(3)P QU4, Q20SH 2500 90 µs 195 MPa 2 x 10 P

-7 Ps

M8R1 P

(2)P QU4, Q20SH 2500 1000 µs 146 MPa 1 x 10 P

-6 Ps

M9R1 P

(2)P QU4, Q20SH 2500 1000 µs 127 MPa 1 x 10 P

-6 Ps

OBS: (1) Estrutura de (0,20 m x 0,20 m), correspondente a (1/20 do perímetro).

(2) Estrutura de (0,50 m x 0,50 m), correspondente a (1/8 do perímetro).

(3) Estrutura de (1,00 m x 1,00 m), correspondente a (1/4 do perímetro).

Deformação x Tempo

0

5001000

15002000250030003500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Defo

rmaç

ão (M

icro

stra

ins)

Figura VII.12 - Resultado obtido com a Modelagem M1R1

85


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Defo

rmaç

ão (M

icro

stra

ins)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Defo

rmaç

ão (M

icro

stra

ins)


86


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Defo

rmaç

ão (M

icro

stra

ins)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Def

orm

ação

(Mic

rost

rain

s)


87


0

5001000

1500

2000

25003000

3500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Defo

rmaç

ão (M

icros

train

s)



0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Def

orm

ação

(Mic

rost

rain

s)


88


0

50

100

150

200

250

300

350

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Defo

rmaç

ão (M

icro

stra

ins)



0

100

200

300

400

500

600

700

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Def

orm

ação

(Mic

rost

rain

s)

Figura VII.20 – Resultado obtido com a Modelagem M6R1

89


0

100

200

300

400

500

600

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Def

orm

ação

(Mic

rost

rain

s)



0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100


Def

orm

ação

(Mic

rost

rain

s)


90


0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100


Defo

rmaç

ão (M

icro

stra

ins)


91

CAPÍTULO VIII

VIII ANÁLISE DOS RESULTADOS

VIII.1 ASPECTOS GERAIS

Este capítulo tem como objetivo realizar uma análise dos resultados numéricos

obtidos com os modelos estruturais gerados com o programa DIANA; apresentados no

capítulo VII, e também compará-los com os resultados experimentais apresentados no

capítulo VI.

VIII.2 ANÁLISE DOS RESULTADOS DA MODELAGEM NUMÉRICA Antes de realizar qualquer tipo de comparação dos resultados numéricos com

os resultados experimentais, serão analisados os resultados numéricos obtidos

através da modelagem computacional.

VIII.2.1 Apreciação da Modelagem Estrutural

Os modelos gerados podem ser implementados e analisados sob diversas

formas. De maneira a demonstrar isso foram gerados modelos e resultados distintos a

partir da alteração de alguns aspectos característicos:

- Dimensões do Modelo Estrutural;

- Quantidade de Elementos;

- Intervalo de Integração.

- Tipo de Elemento;

VIII.2.2 Dimensões do Modelo Estrutural

A estrutura que se deseja modelar é parte de um cilindro com as seguintes

dimensões: comprimento L BSB = 7,4 m, diâmetro D = 1,28 m e casco com espessura e BaB =

1,27 cm. Considerando que o efeito das cargas explosivas é pontual, como mostram

os resultados experimentais obtidos, optou-se por gerar modelos seccionais (ou

92

subestruturas na forma de painéis cilíndricos), como ilustrado na figura VII.1, os quais

foram usados para realizar as análises numéricas.

A maior vantagem desta escolha foi à redução do esforço computacional para a

obtenção de resultados numéricos. Contudo, o modelo seccional da estrutura deve

possuir dimensões mínimas para que os resultados sejam representativos. Caso o

modelo seccional seja muito pequeno, aspectos como a curvatura e os efeitos de

bordo tornarão os resultados numéricos muito diferentes dos resultados experimentais.

Desta forma, foram geradas subestruturas (cascas cilíndricas) com três tamanhos

distintos, a saber: 0,20 m de altura x 0,20 m de comprimento de arco (M5R1); 0,50 m

de altura x 0,50 m de comprimento de arco (M6R1) e 1,00 m de altura x 1,00 m de

comprimento de arco (M7R1), como foi apresentado no capítulo VII.

Comparando os resultados numéricos, em termos das deformações x tempo,

obtidos com os modelos M5R1, M6R1 e M7R1, observa-se que os modelos M6R1 e

M7R1 fornecem resultados muito próximos, enquanto o modelo M5R1 é bastante

distinto dos anteriores. Deve-se observar também que esses modelos foram gerados

com o mesmo tipo de elementos, mesmo refinamento (quantidades de elementos

equivalentes) e mesmo intervalo de integração. A única diferença são as dimensões

estruturais. Pode-se concluir que o modelo M6R1 possui as dimensões mais

adequadas para a análise de deformações, pois exige um menor esforço

computacional que M7R1 apresentando resultados numéricos muito próximos.

VIII.2.3 Quantidade de Elementos

A quantidade de elementos de uma malha é um aspecto importante da

modelagem numérica. Resultados representativos podem ser conseguidos com uma

malha refinada com grande quantidade de elementos. Contudo, isto demanda um

grande esforço computacional, traduzido pelo tempo necessário para realizar a

análise. Desta forma, há interesse em obter uma malha otimizada que produza

resultados representativos com um menor número de elementos. Foram obtidos

resultados com vários modelos, com 625 (M6R1), 2500 (M3R1) e 3600 (M4R1)

elementos.

Os resultados desses três modelos foram gerados com o mesmo tipo de

elemento, mesmo intervalo de integração e mesmas dimensões. Desta forma, a única

diferença entre esses é a quantidade de elementos. Constatou-se que os resultados

obtidos com os modelos M3R1 e M4R1 são iguais, enquanto o resultado obtido com o

modelo M6R1 é distinto dos anteriores. Assim sendo, verificou-se que a malha M3R1

93

com 2500 elementos produziu resultados representativos num tempo de

processamento menor do que com a malha M4R1 com maior quantidade de

elementos (3600 elementos).

VIII.2.4 Intervalo de Integração

O intervalo de integração como já foi mencionado no capítulo VI recebe a

denominação de passo de tempo no módulo de análise DIANA_w. Em geral, divide-se

o intervalo de tempo total da análise em intervalos menores de forma que os passos

de tempo cheguem à convergência com poucas iterações. No módulo de análise

DIANA_w é possível selecionar o máximo de iterações necessárias para a

convergência. Foram selecionadas 50 iterações como o limite para convergência.

Neste aspecto o interesse é o mesmo que para a quantidade de elementos. Busca-se

obter um resultado representativo com boa precisão e com o menor número de passos

de tempo possível. Foram selecionados alguns passos de tempo conforme descritos

na tabela VII.2 de forma a avaliar este aspecto.

Os resultados obtidos com o modelo 1, M1R1, M1R2 e M1R3 com as mesmas

dimensões correspondem respectivamente, aos seguintes intervalos de integração, 2 x

10 P

-7 Ps P

P, 5 x 10 P

-8 Ps e 1 x 10 P

-8 Ps e mesmos tipos e quantidades de elementos. O único

aspecto que diferencia estes resultados é, então, o intervalo de integração. Pode-se

observar que os três resultados gerados são iguais apesar de possuírem intervalos de

integração distintos. Desta forma, trabalhar com o intervalo de integração de 2 x 10 P

-7 Ps

representa uma grande economia de tempo e esforço computacional, produzindo

ainda resultados representativos.

VIII.2.5 Tipo de Elemento

O DIANA oferece uma grande diversidade de elementos que podem ser

empregados para a modelagem estrutural. Para a estrutura em questão optou-se por

trabalhar com elementos de casca. O DIANA possui seis tipos de elementos de casca

que são os triangulares de 3, 6 e 9 nós e os quadriláteros de 4, 8 e 12 nós. Foram

produzidos resultados com os elementos quadriláteros de 4 e 8 nós. É bem sabido [21]

que os elementos quadriláteros têm aplicação muito ampla e são utilizados

largamente.

94

Os resultados produzidos com estes tipos de elementos e que podem ser

comparados são M1R1, M1R2, M2R1 e M2R2 obtidos com as modelagens 1 e 2, os

quais possuem a mesma quantidade de elementos e as mesmas dimensões. Para as

modelagens M1R1 e M2R1 foi utilizado um intervalo de integração igual a 2 x 10 P

-7P s e

para M1R2 e M2R2 um intervalo de integração de 5 x 10 P

-8 Ps. Desta forma,

comparando-se os resultados obtidos com as modelagens M1R1 com M2R1 e M1R2

com M2R2 observa-se que a mudança de tipo de elemento produz uma diferença

pouco significativa nos resultados. Nota-se então que os resultados produzidos com os

quadriláteros de 4 nós se aproximam bastante daqueles produzidos com os

quadriláteros de 8 nós, com a vantagem de gerar uma menor quantidade de nós e

graus de liberdade e, portanto, um tempo menor de processamento.

VIII.3 RESULTADOS NUMÉRICOS X EXPERIMENTAIS

A comparação dos resultados numéricos com os resultados experimentais

exige em primeiro lugar uma apresentação detalhada das diferenças entre certos

aspectos importantes dos modelos físico (experimental) e numérico (gerado com

DIANA). O modelo físico (experimental) possui algumas diferenças em relação ao

modelo numérico:

Parede de concreto refratário com espessura e Br B = 127 mm aderida à superfície

metálica, conforme a figura V.2;

Dimensões estruturais diferentes dos modelos numéricos implementados;

Cartucho explosivo envolvendo a carga explosiva, o que representa mais uma

resistência a ser vencida, conforme a figura V.2;

Absorsor de choque entre a carga explosiva e a chapa metálica, conforme

ilustra a figura V.2;

Ponto de aplicação da carga explosiva, possivelmente não coincidente com o

nó do elemento central escolhido para análise no modelo numérico;

Colocando em um mesmo gráfico o resultado experimental proveniente da

figura VI.5, considerando apenas a região da curva entre 0 e 1000 µs para comparar

com o resultado numérico M9R1 gerado pelo DIANA, obtêm-se a figura VIII.1.

95

Figura VIII.1 – Comparação entre os Resultados Experimental e Numérico para a

variação da deformação específica (µS) x tempo (µs)

É importante salientar que o modelo numérico gerado, apesar de não possuir o

absorsor de choque implementado, foi submetido a uma carga resultante equivalente à

condição experimental com absorção de choque para que esta comparação fosse

possível.

Através do gráfico da figura VIII.1 pode-se observar que os resultados

experimental e numérico são muito próximos. Contudo, existem algumas diferenças

que podem ser explicadas em grande parte por dois fatores:

• A curva de pressão x tempo utilizada para geração, em termos de deformação

x tempo é, uma simulação aproximada da variação de pressão x tempo que

produziu o resultado experimental apresentado;

• O ponto onde a pressão foi aplicada, no modelo numérico, pode diferir do

ponto real de aplicação da carga na condição experimental; e o extensômetro

que realizou a medição experimental de deformação x tempo pode ter sido

colado em um ponto não correspondente ao nó do modelo MEF da estrutura

10P

-6P

96

gerado pelo programa DIANA, onde foi observada a resposta numérica

deformação x tempo.

Apesar de tantos detalhes a serem observados para gerar resultados

numéricos representativos, pode-se verificar que o modelo produzido é bastante

válido, pois, as respostas deformação x tempo numérica e experimental se comparam

muito bem.

Pode-se atribuir a diferença entre os resultados numéricos e experimentais no

intervalo de 600 a 800 microsegundos às condições de contorno consideradas. O

modelo numérico considerou apenas as condições de contorno cinemáticas quando na

realidade existem condições de contorno cinemáticas, inerciais e de amortecimento.

As condições de contorno inerciais e de amortecimento não foram consideradas, pois

os modelos numéricos gerados não são fruto de uma comparação direta, mas sim de

ajustes.

Outra constatação interessante é que pequenas diferenças de carga podem

gerar resultados bastante distintos. Isto pode ser observado quando são comparados

os resultados numéricos M8R1 e M9R1. Esta mesma situação ocorreu nos testes

experimentais.

97

CAPÍTULO IX

IX CONCLUSÕES E SUGESTÕES

IX.1 CONCLUSÕES

Este trabalho teve como objetivo a implementação de modelos em elementos

finitos com a finalidade de simular o impacto gerado pela carga explosiva utilizada

para a remoção de concreto refratário fibroso em um riser de FCC.

Foi utilizada a ferramenta computacional DIANA v.8 para gerar os modelos

numéricos e produzir respostas da estrutura em termos de deformações x tempo.

Os modelos gerados foram otimizados e os resultados obtidos foram calibrados

com os resultados experimentais. A maior dificuldade encontrada nesse trabalho foi

calibrar os resultados numéricos com os experimentais.

Desta forma, pode-se afirmar que o trabalho atingiu os objetivos iniciais mesmo

que os modelos produzidos ainda possam ser bastante melhorados. No ponto em que

os modelos se encontram já é possível utilizá-los para simular a aplicação da carga

Refratex em estruturas tubulares que sejam de um outro aço ou que possuam

espessura diferente da implementada realizando pequenas alterações nos modelos

gerados.

Com vistas a estas futuras implementações foi feita uma revisão bibliográfica

nos assuntos: concreto refratário e isoladores de choque, informações estas que

podem contribuir bastante para gerar modelos mais próximos da realidade, bem como

proporcionar a simulação da fissuração do concreto ou mesmo do efeito gerado pelo

absorsor de choque.

IX.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

As principais sugestões para o desenvolvimento de trabalhos futuros são:

UExperimentais:

- Obter experimentalmente a curva de pressão x tempo para o explosivo Refratex;

- Caracterizar concretos refratários fibrosos coqueados;

98

UNuméricas:

- Implementar a parede de concreto refratário aderida à superfície metálica;

- Implementar o absorsor de choque conforme a situação real;

- Implementar numericamente o cartucho plástico que envolve o explosivo de forma a

prever sua influência em todo o processo;

- Realizar análises para concretos refratários novos x concreto refratários coqueados;

- Realizar análises para concretos refratários mais resistentes;

- Estudar o emprego de absorsores de choque mais eficientes;

- Realizar estudos sobre a aderência entre o concreto refratário e a superfície metálica

proporcionada pelos grampos de ancoragem;

- Realizar estudos sobre a fissuração de concretos refratários coqueados;

Estas sugestões, de forma geral, visam o desenvolvimento de modelos

numéricos mais próximos da realidade que possam ser utilizados como uma

ferramenta para analisar aplicações da tecnologia Refratex, bem como novos

desenvolvimentos na própria tecnologia.

99

X REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] National Petrochemical & Refiners Association, HTUhttp://www.npra.org/publications UTH,

Washington, acessado em 03/2005.

[2] BAZÃNT, Z. P., KAPLAN, M. F., Concrete at High Temperatures – Material

Properties and Mathematical Models. Great Britain, Longman, 1996.

[3] American Concrete Institute, Refractory Concrete – ACI 547R-79, Detroit, 1983.

[4] MEHTA, P. K., MONTEIRO, P. J. M., Concreto - Estrutura, Propriedades e

Materiais, São Paulo, Brasil, PINI, 1994.

[5] BANTHIA, N., BINDIGANAVILE, V.,MINDESS, S. , Impact and Blast Protection

With Fiber Reinforced Concrete. 6th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced

Concretes (FRC) – BEFIB, pp. 31-44, v.1, Set, 2004.

[6] BANTHIA, N., YAN, C., SAKAI, K., “Impact Resistence of Fiber Reinforced

Concrete at Subnormal Temperatures”, Cement and Concrete Composites, v. 20,

n. 5, pp. 393-404, Out. 1998.

[7] OLOFSSON, S. O., Applied Explosives Technology For Construction And Mining.

Ärla, Sweden, Nora Boktryckeri AB, 1988.

[8] BERTA, G., Explosives: An Engineering Tool. Milano, Itália, Italesplosivi, 1990.

[9] ISEE; ISEE Blaster´s Handbook, 3 P

rdP, USA, 2003

[10] NEWTON, R. E., “Theory of Shock Isolation”. In: Harris, C.M., Crede, C.E., Shock

& Vibration Handbook, McGrawHill, 3 P

rdP edition, chapter 31, 1988.

[11] JÚNIOR, A. A., 2002, Relatório de Experimento de Campo – Medição de

Deformação Instantânea em uma Chapa devido a Detonação de Cargas

Explosivas Pontuais, Laboratório de Vibrações e Instrumentação – UNESP –

Campus de Ilha Solteira, Ilha Solteira, São Paulo.

100

[12] JÚNIOR, A. A., 2002, Relatório de Experimento de Campo – Medição de

Gradiente de Deformação Instantânea em uma Chapa devido a Detonação de

Cargas Explosivas Pontuais, Laboratório de Vibrações e Instrumentação –

UNESP – Campus de Ilha Solteira, Ilha Solteira, São Paulo.

[13] NOVOZHILOV, O.V.; The Theory of Thin Shells, Noordhoff LTD, The

Netherlands, 1959.

[14] KOBAYASHI, A.S. (Editor); Handbook on Experimental Mechanics, Second

Edition, Society for Experimental Mechanics, VCH Publishers, INC, 1993.

[15] MAGLUTA, C., ROITMAN, N., Análise Experimental de Estruturas. Notas de

Aula, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro.

[16] Usiminas, HTUhttp://www.usiminas.com.br/produtos/ UTH, Belo Horizonte, acessado em

12/2004.

[17] BATTISTA, R. C.,Dinâmica Estrutural. Notas de Aula, COPPE/UFRJ, Rio de

Janeiro, 1990.

[18] MULLIN, S. A. , WALKER, J. D., DROTLEFF,J.E., VINCENT, C.T., LOTTERO,

R. , “Research in Close-in Blast Loading From High Explosives”, 31 P

stP United

States Department of Defense Explosives Safety Seminar, Aug, 2004.

[19] DIANA, 2003. User’s Manual, TNO Build and Construction Research,

Netherlands, pp. 5-315, Lakerveld b.v.

[20] VILLAÇA, S. F., GARCIA, L. F. T., Introdução à Teoria da Elasticidade, 4 ed.,

COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, Brasil, 2000.

[21] BATHE, K. J., Finite Element Procedures, Prentice-Hall, Inc., New Jersey, 1996.

101

XI ANEXO XII XIII

XIV ELABORAÇÃO DE MODELOS ESTRUTURAIS COM iDIANA

Este anexo detalha a geração dos modelos estruturais produzidos pelo iDIANA.

UGeração dos Modelos

a – Geometria

Estes comandos são destinados à construção de uma casca metálica (seção

de cilindro) com dimensões de 0.20 m de altura, 0.20 m de comprimento de arco e raio

de 0.64 m e foram utilizados para os modelos e resultados M1R1, M1R2, M1R3,

M2R1, M2R2 e M5R1.

GEOMETRY POINT C1 0 0 0

GEOMETRY LINE CIRCLE C1 0.64

GEOMETRY POINT ONLINE P5 L1 0.1

GEOMETRY POINT ONLINE P6 L1 - 0.1

GEOMETRY POINT C2 0 0 0.2




GEOMETRY LINE L9 P5 P11


GEOMETRY LINE ARC C3 P5 P6 C1


GEOMETRY SURFACE 4SIDES C3 L10 C4 L9

EYE FRAME

Estes comandos são destinados à construção de uma casca metálica (seção de

cilindro) com dimensões de 0.50 m de altura, 0.50 m de comprimento de arco e raio de

0.64 m e foram utilizados para os modelos e resultados M3R1, M4R1, M6R1, M8R1 e

M9R1.

GEOMETRY POINT C1 0 0 0


102



GEOMETRY POINT C2 0 0 0.5








GEOMETRY SURFACE 4SIDES C3 L10 C4 L9

EYE FRAME

Estes comandos são destinados à construção de uma casca metálica (seção

de cilindro) com dimensões de 1.00 m de altura, 1.00 m de comprimento de arco e raio

de 0.64 m e foi utilizado para o modelo M7R1.

GEOMETRY POINT P1 0 0 0

GEOMETRY POINT P2 0.64 0 0.64

GEOMETRY POINT P3 0.64 1 0.64

GEOMETRY POINT P4 0 1 0

GEOMETRY POINT P5 0.64 0 0

GEOMETRY POINT P6 0.64 1 0



GEOMETRY LINE ARC C1 P1 P2 P5


GEOMETRY POINT P7 0 0.20 0




GEOMETRY POINT P11 0.64 0.20 0.64




GEOMETRY POINT P15 0.64 0.20 0


103



GEOMETRY POINT ONLINE P19 C1 0.20



































104






































105














GEOMERTY LINE ARC C30 P24 P25 P6



GEOMETRY SURFACE 4SIDES S1 C3 L13 C8 L8





















106





CONSTRUCT SET OPEN

CONSTRUCT SET APPEND CENTRO SURFACES S11 S12 S13 S14 S15 S1

S8 S18 S23

CONSTRUCT SET CLOSE

EYE FRAME


Para todos os modelos e resultados foram utilizadas as seguintes propriedades

físicas e do material.

Entra-se no Menu Tools e escolhe-se Property Manager (Material –

Properties e Physical - Properties) para se definir MA1 E PH1.

Um material TMA1 T foi especificado com propriedades isotrópico elástico (E =

224 x 10 P

9 PPa, ν = 0.3, ρ = 7800 kg/mP

3P) através do aspecto TLinear Elasticity T e o

conceito TIsotropic T. Foi ainda especificado através do aspecto Dampimg o

conceito isotropic de valor 0.005 (a = 0.5% de amortecimento estrutural). Como

propriedade física TPH1 T foi definida uma espessura uniforme (e BaB = 0.0127)

através do aspecto TGeometry T e o conceito TCurved Shell T TRegular T.

Para os parâmetros de plasticidade foi aberto o aspecto Static

Nonlinearity, o conceito Metals e os subconceitos Von Mises plasticity, Ideal

plasticity e especificou-se o limite elástico em σB B= 260×10 P

6 PPa.

Finalmente, o comando TPROPERTYT TATTACHT atribuiu as propriedades

para todos os elementos dos modelos.

PROPERTY ATTACH ALL MA1 PH1

c – Carregamento

A magnitude da carga aplicada na estrutura é obtida por um valor definido

através de um comando no iDIANA multiplicado pelo valor unitário do gráfico pressão

x tempo fornecido como entrada.

107

Para os resultados M1R1, M1R2, M1R3, M2R1, M2R2, M3R1, M4R1, M5R1,

M6R1 e M7R1 o valor definido foi de 130 MPa que multiplicado pelo pico do gráfico

TC1 da figura VII.6 que é 1,5 corresponde a uma carga de 195 MPa no pico. Este

valor foi definido através de uma calibração feita com o resultado experimental da

figura VI.5, que apresenta um pico de 3000 µS de deformação para as condições

estabelecidas no resultado M1R1. Este valor de 195 MPa de pico foi utilizado para os

resultados M1R1, M1R2, M1R3, M2R1, M2R2, M3R1, M4R1, M5R1, M6R1 e M7R1.

Estes comandos definem a implementação do carregamento:

PROPERTY LOADS PRESSURE S1 -130000000 NORMAL - M1R1 a M7R1, ou

PROPERTY LOADS PRESSURE S1 -90000000 NORMAL - M8R1, ou

PROPERTY LOADS PRESSURE S1 -78000000 NORMAL - M9R1

CONSTRUCT TCURVE LIST FILE GRAFICO1.TXT

CONSTRUCT TCURVE TC1 TSCALE 0.000001

PROPERTY ATTACH LO1 TC1

CONSTRUCT LMASK SURFACE .45 .55 .45 .55 - M1R1 à M2R2, M5R1 e M7R1, ou

CONSTRUCT LMASK SURFACE .48 .52 .48 .52 - M3R1 à M9R1, sem M5R1 e M7R1

PROPERTY ATTACH LO1 LM1

Enquanto para M8R1 e M9R1 foram utilizados, respectivamente, os valores de

146 MPa e 127 MPa calculados pela multiplicação de 90 MPa e 78 MPa por 1,62 que

é o valor do pico do gráfico TC2 da figura VII.7. Assim, para M8R1 e M9R1 a 4 PU

aUP, 5 PU

aUP e

6 PU

aUP linhas de comando foram substituídas por:

CONSTRUCT TCURVE LIST FILE GRAFICO2.TXT

CONSTRUCT TCURVE TC2 TSCALE 0.000001

PROPERTY ATTACH LO1 TC2

O gráfico da figura VII.5 foi utilizado como base para construir as curvas de

tempo a serem utilizadas para geração do carregamento. O gráfico da figura VII.6 foi

utilizado para os modelos e resultados de M1R1 a M7R1 e o da figura VII.7 foi utilizado

para os modelos M8R1 e M9R1.

108


Para os modelos e resultados M1R1, M1R2, M1R3, M2R1, M2R2 e M5R1:

PROPERTY BOUNDARY CONSTRAINT C3 Y


PROPERTY BOUNDARY CONSTRAINT L9 X

PROPERTY BOUNDARY CONSTRAINT L9 Y



Para os modelos M3R1, M4R1, M6R1, M8R1 e M9R1:













PROPERTY BOUNDARY CONSTRAINT C7 X






Para o modelo M7R1, temos:




109





























MESHING DIVISION SURFACE ALL 40 40 (*)

MESHING TYPES ALL QU4 Q20SH (**)

MESHING GENERATE

VIEW OPTIONS SHRINK MESH 0.95

LABEL MESH CONSTRNT

LABEL MESH ELEMENTS

110

(*) Este comando define o número de elementos que constitui a malha.

40 40 gera uma malha com 1600 elementos para quadriláteros de 4 nós

(**) Este comando define o tipo de elemento que constituíra a malha.

QU4 representa quadrilátero de 4 nós e Q20SH representa quadrilátero para cascas.

Para os resultados M1R1, M1R2 e M1R3, as duas primeiras linhas são:

MESHING DIVISION SURFACE ALL 40 40

MESHING TYPES ALL QU4 Q20SH

Para os resultados M2R1 e M2R2, as duas primeiras linhas são:


MESHING TYPES ALL QU8 CQ40S

Para os modelos M3R1, M7R1, M8R1e M9R1 as duas primeiras linhas são:



Para o modelo M5R1, as duas primeiras linhas da geração de malha são:









f – Gravação (.dat) UTILITY WRITE DIANA

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MODELAGEM NUMÉRICA DO IMPACTO GERADO POR CARGA EXPLOSIVA ... · MODELAGEM NUMÉRICA DO IMPACTO GERADO POR CARGA EXPLOSIVA NA REMOÇÃO DE CONCRETO REFRATÁRIO FIBROSO ... Figura