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UNIVERSIDADE TIRADENTES – UNIT
NÚCLEO DE DESENVOLVIMENTO TECNOLÓGICO REGIONAL – NDTR
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE PROCESSOS – PEP
ESTUDO PARA PREVENÇÃO DE FALHAS DE HASTES DE
BOMBEIO DE PETRÓLEO ATRAVÉS DE APLICAÇÃO DE
REVESTIMENTO NiCr
Autor: Brunno Santos Lóssio Bezerra
Orientadores : Prof. Paulo Mário Machado Araújo, D.Sc.
Prof. Renan Tavares Figueiredo, D. Sc.
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ii
B574e Bezerra, Brunno Santos Lóssio.
Estudo para prevenção de falhas de hastes de bombeio de petróleo através de aplicação de
revestimento NiCr / Brunno Santos Lóssio Bezerra ; orientadores Paulo Mário Machado
Araújo, Renan Tavares Figueiredo. – Aracaju, 2007.
147 p.: il.
Inclui bibliografia.
Dissertação (Mestrado em Engenharia de Processos) – Universidade Tiradentes (SE), 2007.
1. Corrosão. 2. Hastes de Bombeio. 3. Aspersão Térmica. 4. Revestimento. 5.
Aderência. I. Araújo, Paulo Mário Machado (orient.). II. Figueiredo, Renan Tavares (orient.).
III. Universidade Tiradentes. IV. Título.
CDU: 620.193
622.276.054
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iv
AGRADECIMENTOS
Agradeço a todos que contribuíram direta ou indiretamente para a realização deste
trabalho, em especial:
À Unidade de Negócios Sergipe-Alagoas da Petróleo Brasileiro S.A., por ter me dado a
oportunidade de realizar esse Mestrado;
Aos Engenheiros Roberto Carlos de Paula Girão e Raimundo Peixoto Marques, por terem
me apoiado, enquanto sob sua gerência, para cumprir esta missão;
Ao Laboratório de Análise de Fluidos de Carmópolis, na pessoa do Supervisor Jairo
Maynard, pelo apoio prestado nas caracterizações de água produzida;
A gerência de Intervenção em Poços da Petrobras (UN-SEAL/ATP-ST/IP), na pessoa do
Supervisor Jozoaldo Marques, pelo apoio prestado na Inspeção das hastes na
Desparafinação em Carmópolis-SE;
À gerência de Elevação (UN-SEAL/ENGP/ELV);
À empresa OGRAMAC Metalização;
Aos Técnicos de Inspeção do Laboratório de Metalografia da Petrobras – UN-SEAL,
Marcelo, José Sérgio e Aracê, pelo apoio prestado na preparação de corpos de prova;
Ao ITP – Instituto de tecnologia e pesquisa - UNIT, pela infra-estrutura concedida para a
realização da pesquisa;
Aos meus orientadores Prof. Dr. Paulo Mário Machado de Araújo e Prof. Dr. Renan
Tavares Figueiredo, pela orientação deste trabalho, pelo incentivo durante todo o período
de mestrado, e pela amizade, acima de tudo;
À Professora Doutora Eliane Bezerra Cavalcanti e à graduanda Luciete da Paixão Souza,
pelo apoio nos trabalhos realizados no Laboratório de Energia e Materiais do ITP;
Aos colegas de Mestrado, engenheiros Ricardo Estefany, Roberto Eugênio e Eduardo
Montalvão, pelo apoio, amizade e companheirismo.
A minha esposa, Maria Vanuzia, pelo incentivo durante todo o período do mestrado e pela
compreensão nos momentos de ausência para a realização desta pesquisa.
v
Resumo da Dissertação apresentada ao PEP/NDTR/UNIT como parte dos requisitos necessários
para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
ESTUDO PARA PREVENÇÃO DE FALHAS DE HASTES DE BOMBEIO DE PETRÓLEO
ATRAVÉS DE APLICAÇÃO DE REVESTIMENTO NiCr
Brunno Santos Lóssio Bezerra
A utilização de materiais comuns, em geral aço carbono, nas hastes de bombeio devido ao
seu baixo custo, nos poços maduros de petróleo localizado nos estados de Sergipe, Alagoas,
Bahia e Rio Grande do Norte, os quais são submetidos a esforços mecânicos combinados do tipo
tração-compressão-abrasão, adicionados ainda com a presença de ambientes agressivos
(produção de petróleo em poços com presença de água, CO
2,
H
2
S, salinidade etc.), induz a
degeneração drástica do material levando-o até a ruptura.
Este tipo de falha, que reduz substancialmente o tempo de vida em serviço das hastes,
apresenta-se constantemente em períodos aleatórios e curtos, impossibilitando qualquer
planejamento das equipes relacionadas com manutenção do sistema de produção. Os transtornos
operacionais, a diminuição na produção do petróleo, a “energia” aplicada (alto custo) para
recolocar o sistema em funcionamento com freqüente substituição de materiais e/ou
equipamentos, tem-se caracterizado como um grave problema da indústria do petróleo, não só
específico da Petrobrás.
A substituição dos materiais comuns por materiais maciços que apresentem características
mais nobres de proteção e prevenção de falhas tem, portanto, limitações, porque pode se revelar
uma solução muito onerosa. Uma alternativa, bem menos onerosa, é modificar a superfície do
material comum utilizado nos equipamentos de sub-superfície, aplicando um revestimento de
proteção mais nobre para garantir o desempenho, a durabilidade ou uma melhor viabilidade
econômica do sistema.
Nesse trabalho foi estudada a prevenção de falhas em hastes de bombeio através de
revestimento NiCr processado por aspersão térmica. Foram estudados três processos de aspersão
térmica: aspersão à chama (Flame Spray), aspersão a arco elétrico (Arc Spray) e aspersão a alta
velocidade de oxigênio e combustível (HVOF -High Velocity Oxy Fuel).
Palavras-chave: corrosão, hastes de bombeio, aspersão térmica, revestimento, aderência.
vi
Abstract of Dissertation presented to PEP/NDTR/UNIT as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
STUDY FOR PREVENTION OF SUCKER RODS FAILURES THROUGH NiCr COATING
Brunno Santos Lóssio Bezerra
The use of common materials, as carbon steel, in sucker rods motivated by its low cost, in
mature oil wells located on Sergipe, Alagoas, Bahia and Rio Grande do Norte states, which are
subjected to tractive-compressive-abrasive like combined loads, added to aggressive environment
(oil production in the presence of water, carbon dioxide, hydrogen sulfide, salinity, etc..), leads to
the materials drastic degeneration and even its rupture.
This kind of failure, which significantly reduces the sucker rods’ service lifetime, often
occurs in short and random periods, making any maintenance planning impossible. The
operational problems, the diminishing in oil production, the high cost of system restarting with
frequent materials and/or equipment substitution have been characterized as severe oil industry
problem, and not only exclusive of PETROBRAS.
The substitution of common materials by those which have better resistance o failure is,
therefore, limited by highcost. A much cheaper alternative is to modify the surface of common
materials used in the subsurface equipments, by applying a protective coating in order to assure
the system’s performance, durability or better economic viability.
In the present work it was studied the failure preventions of sucker rods by the use of
thermal sprayed NiCr coating. It was studied three thermal spray processes: flame spray, arc
spray and HVOF (high velocity oxy fuel).
Keywords: corrosion, sucker rods, thermal spray, coating, adhesive
vii
LISTA DE TABELAS
T
ABELA
1
-
C
OMPOSIÇÃO QUÍMICA DOS AÇOS DAS HASTES
(API
11B,
1998)................................... 6
T
ABELA
2
-
R
ESUMO DE HASTES INSPECIONADAS NA DESPARAFINAÇÃO EM
C
ARMÓPOLIS
-SE......... 7
T
ABELA
3
-
F
ALHAS EM
P
OÇOS DE PRODUÇÃO DE PETRÓLEO DA
UN-SEAL. ................................... 7
T
ABELA
4
-
C
LASSIFICAÇÃO DA
T
AXA DE
C
ORROSÃO
U
NIFORME
(NACE
RP
0775,
2005). .......... 20
T
ABELA
5
-
P
ROCESSOS DE ASPERSÃO TÉRMICA
(AWS,
1985)....................................................... 32
T
ABELA
6
-
P
OSSÍVEIS APLICAÇÕES DE REVESTIMENTO POR
HVOF
EM VÁRIAS INDÚSTRIAS
(TAN
ET
AL
.,
1999)....................................................................................................................................... 40
T
ABELA
7
-
P
ROPRIEDADES MECÂNICAS DAS LIGAS DE AÇO CARBONO E
N
I
-C
R
80-20
(ASM,
1973;
CALLISTER,
2002). ..................................................................................................................... 49
T
ABELA
8
-
C
OMPOSIÇÃO
Q
UÍMICA DAS
H
ASTES
API
11B
D
DA
T
ENARIS
C
ONFAB
....................... 49
T
ABELA
9
-
P
ROPRIEDADES
M
ECÂNICAS DAS
H
ASTES DE
B
OMBEIO
API
11B
D
DA
T
ENARIS
C
ONFAB
.......................................................................................................................................... 50
T
ABELA
10
-
P
ARÂMETROS UTILIZADOS NA DEPOSIÇÃO POR ASPERSÃO TÉRMICA DA LIGA
N
I
C
R POR
CHAMA OXI
-
ACETILÊNCIA
............................................................................................................... 71
T
ABELA
11
-
P
ARÂMETROS UTILIZADOS NA DEPOSIÇÃO POR ASPERSÃO TÉRMICA DA LIGA
N
I
C
R POR
ARCO ELÉTRICO
.............................................................................................................................. 72
T
ABELA
12
-
P
ARÂMETROS UTILIZADOS NA DEPOSIÇÃO POR ASPERSÃO TÉRMICA DA LIGA
N
I
C
R POR
OXI
-
COMBUSTÍVEL A ALTA VELOCIDADE
(HVOF).......................................................................... 73
T
ABELA
13
–
Q
UANTIDADE DE FALHAS DEVIDO À CORROSÃO DOS
P
OÇOS DE PETRÓLEO
SELECIONADOS PARA O TESTE DE CAMPO
........................................................................................ 90
T
ABELA
14
-
C
LASSIFICAÇÃO DE HASTES DE BOMBEIOS USADAS APÓS INSPEÇÃO VISUAL
(CDQ,
2007).............................................................................................................................................. 93
T
ABELA
15
-
P
ESOS ATRIBUÍDOS PARA CÁLCULO DA VARIÁVEL RESPOSTA DO PLANEJAMENTO
ESTATÍSTICO
................................................................................................................................... 94
T
ABELA
16
-
N
ÍVEIS DAS VARIÁVEIS UTILIZADOS NOS TESTES DE CAMPO DE HASTES DE BOMBEIO
COM REVESTIMENTO
N
I
C
R OBTIDO POR
F
LAME
S
PRAY
.................................................................. 94
T
ABELA
17
-
N
ÍVEIS DAS VARIÁVEIS UTILIZADOS NOS TESTES DE CAMPO DE HASTES DE BOMBEIO
COM REVESTIMENTO
N
I
C
R OBTIDO POR
A
RC
S
PRAY
...................................................................... 94
viii
T
ABELA
18
-
N
ÍVEIS DAS VARIÁVEIS UTILIZADOS NOS TESTES DE CAMPO DE HASTES DE BOMBEIO
COM REVESTIMENTO
N
I
C
R OBTIDO POR
HVOF.............................................................................. 94
T
ABELA
19
-
R
ESULTADOS DO
P
ONTO
C
RÍTICO E DA
T
ENACIDADE
A
PARENTE DA
I
NTERFACE
....... 98
T
ABELA
20
-
R
ESULTADOS DO CÁLCULO DO
M
ÓDULO DE
E
LASTICIDADE
...................................... 99
T
ABELA
21
-
R
ESULTADOS DE
D
UREZA
V
ICKERS COM CARGA DE
200
G
. ..................................... 100
T
ABELA
22
-
R
ESULTADOS DAS ANÁLISES DA ÁGUA PRODUZIDA DOS POÇOS
................................ 105
T
ABELA
23
-
Á
REA SUPERFICIAL E MASSA DOS CORPOS DE PROVA ANTES DOS ENSAIOS DE IMERSÃO
.
..................................................................................................................................................... 107
T
ABELA
24
-
C
LASSIFICAÇÃO DAS TAXAS DE CORROSÃO OBTIDAS NOS ENSAIOS DE IMERSÃO
...... 108
T
ABELA
25
-
P
ARÂMETROS PARA CÁLCULO DO EQUIVALENTE
-
GRAMA DA LIGA
N
I
C
R
80-20....... 118
T
ABELA
26
-
P
ARÂMETROS LEVANTADOS NOS ENSAIOS ELETROQUÍMICOS PARA DETERMINAÇÃO
DAS TAXAS DE CORROSÃO PELO MÉTODO DA EXTRAPOLAÇÃO DE
T
AFEL
...................................... 119
T
ABELA
27
-
P
ARÂMETROS LEVANTADOS NOS ENSAIOS ELETROQUÍMICOS PARA DETERMINAÇÃO
DAS TAXAS DE CORROSÃO PELO MÉTODO DA POLARIZAÇÃO LINEAR
. ........................................... 119
T
ABELA
28
-
C
OMPOSIÇÃO DA
C
OLUNA DE
P
RODUÇÃO DOS POÇOS SELECIONADOS PARA O ESTUDO
.
..................................................................................................................................................... 121
T
ABELA
29
-
R
ESULTADOS DA
I
NSPEÇÃO
V
ISUAL DAS HASTES REVESTIDAS RETIRADAS DOS POÇOS
SELECIONADOS
............................................................................................................................. 125
T
ABELA
30
-
L
EGENDA DE
M
ODO DE
F
ALHA E
C
AUSA PARA
I
NSPEÇÃO
V
ISUAL DE
H
ASTES DE
BOMBEIO
....................................................................................................................................... 125
T
ABELA
31
-
R
ESULTADOS DA
I
NSPEÇÃO
V
ISUAL REALIZADA NAS HASTES COMUNS RETIRADAS DOS
POÇOS SELECIONADOS
.................................................................................................................. 126
T
ABELA
32
-
M
ATRIZ DE PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL E RESULTADOS OBTIDOS COM
REVESTIMENTO
N
I
C
R
(F
LAME
S
PRAY
)......................................................................................... 129
T
ABELA
33
-
M
ATRIZ DE PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL E RESULTADOS OBTIDOS COM
REVESTIMENTO
N
I
C
R
(A
RC
S
PRAY
). ............................................................................................ 129
T
ABELA
34
-
M
ATRIZ DE PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL E RESULTADOS OBTIDOS COM
REVESTIMENTO
N
I
C
R
(HVOF)..................................................................................................... 130
T
ABELA
35
-
E
STIMATIVAS DOS EFEITOS
,
ERROS PADRÃO E TESTE T DE
S
TUDENT PARA O
DESEMPENHO DE HASTES DE BOMBEIO REVESTIDAS POR
F
LAME
S
PRAY
,
DE ACORDO COM O
PLANEJAMENTO FATORIAL
2
2
........................................................................................................ 130
ix
T
ABELA
36
-
E
STIMATIVAS DOS EFEITOS
,
ERROS PADRÃO E TESTE T DE
S
TUDENT PARA O
DESEMPENHO DE HASTES DE BOMBEIO REVESTIDAS POR
A
RC
S
PRAY
,
DE ACORDO COM O
PLANEJAMENTO FATORIAL
2
2
........................................................................................................ 130
T
ABELA
37
-
E
STIMATIVAS DOS EFEITOS
,
ERROS PADRÃO E TESTE T DE
S
TUDENT PARA O
DESEMPENHO DE HASTES DE BOMBEIO REVESTIDAS POR
HVOF,
DE ACORDO COM O PLANEJAMENTO
FATORIAL
2
2
. ................................................................................................................................ 131
T
ABELA
38
-
A
NÁLISE DE
V
ARIÂNCIA PARA O MODELO FATORIAL PROPOSTO PARA O REVESTIMENTO
OBTIDO POR FLAME SPRAY
............................................................................................................ 132
T
ABELA
39
-
A
NÁLISE DE
V
ARIÂNCIA PARA O MODELO FATORIAL PROPOSTO PARA O REVESTIMENTO
OBTIDO POR ARC SPRAY
................................................................................................................ 132
T
ABELA
40
-
A
NÁLISE DE
V
ARIÂNCIA PARA O MODELO FATORIAL PROPOSTO PARA O REVESTIMENTO
OBTIDO POR
HVOF....................................................................................................................... 132
x
LISTA DE FIGURAS
F
IGURA
1
-
P
OÇO EQUIPADO COM
BCP
(RODRIGUES
ET AL
,
2007)............................................... 3
F
IGURA
2
-
S
ISTEMA DE
B
OMBEIO MECÂNICO
(THOMAS,2001)..................................................... 4
F
IGURA
3
-
S
UPERFÍCIE DE FALHA POR FADIGA DE UMA HASTE DE PISTÃO COM
145
MM DE
DIÂMETRO DE AÇO
-
CARBONO
AISI
4340
TRATADO TERMICAMENTE E DE DUREZA
341
HB
(ASM,
1987)................................................................................................................................................ 8
F
IGURA
4
-
H
ASTE DE BOMBEIO ROMPIDA PRÓXIMA AO PINO
(BENHADDAD
E
LEE,
2001). ......... 9
F
IGURA
5
-
S
UPERFÍCIE DE FRATURA DE HASTE DE BOMBEIO
(BENHADDAD
E
LEE,
2001)......... 10
F
IGURA
6
-
E
STRIAS DE FADIGA NA SEGUNDA ZONA DA SUPERFÍCIE DE RUPTURA DE HASTE DE
BOMBEIO
(BENHADDAD
E
LEE,
2001)....................................................................................... 10
F
IGURA
7
-
C
ORROSÃO PITEFORME EM HASTE DE BOMBEIO PROVOCADA POR
H
2
S
(SUDBURY,1958). ....................................................................................................................... 14
F
IGURA
8
-
F
OTO DE
MEV
MOSTRANDO A MORFOLOGIA DE REVESTIMENTO DE
NI-20C
R
(
A
)
SUPERFÍCIE
,
350X
E
(
B
)
SEÇÃO TRANSVERSAL
,
250X.
(SIDHU
E
PRAKASH,
2003) .................... 25
F
IGURA
9
-
MEDIDAS DE MICRODUREZA
(HV)
PARA DIFERENTES AÇOS
,
APÓS REVESTIMENTO DE
N
I
-
20%C
R POR PLASMA SPRAY AO LONGO DA SEÇÃO TRANSVERSAL
.
(SIDHU
E
PRAKASH,
2003).. 26
F
IGURA
10
-
M
ICROGRAFIA DE UM REVESTIMENTO DE
N
I
C
R
80-20
DEPOSITADO PELO PROCESSO DE
ASPERSÃO TÉRMICA
HVOF
(ASM,
2004). ..................................................................................... 28
F
IGURA
11
-
V
ARIAÇÃO DA TAXA DE EROSÃO
,
EM PERDA DE VOLUME POR MASSA DE ERODENTE
IMPACTADA
,
EM FUNÇÃO DA POROSIDADE E PARAMETRIZADA PELO ÂNGULO DE ATAQUE DO
ERODENTE E TIPO DE REVESTIMENTO
(VICENZI
ET AL
.,
2007)...................................................... 29
F
IGURA
12
-
E
SQUEMA DO PROCESSO DE ASPERSÃO TÉRMICA
(ASM,
2004). ................................. 31
F
IGURA
13
-
S
EÇÃO TRANSVERSAL DA PISTOLA DE ASPERSÃO DE ARAME POR CHAMA
(KAEFER,
2004).............................................................................................................................................. 35
F
IGURA
14
-
S
ISTEMA DE
A
SPERSÃO POR
A
RCO
E
LÉTRICO
............................................................. 36
F
IGURA
15
-
P
ROCESSO DE ASPERSÃO TÉRMICA
HVOF
EM OPERAÇÃO
........................................... 39
F
IGURA
16
-
C
ARACTERÍSTICAS DE REVESTIMENTOS PRODUZIDOS POR
HVOF
E
P
LASMA
S
PRAY
(TAN
ET AL
.,
1999)........................................................................................................................ 40
F
IGURA
17
-
E
SQUEMA DAS FONTES DE OXIDAÇÃO NA
A
SPERSÃO
T
ÉRMICA
(PADILHA,
2005).... 45
xi
F
IGURA
18
-
M
EDIDAS DE MICRODUREZA DE LIGA DE
N
I
-C
R DEPOSITADAS POR
HVOF
EM
DIFERENTES SUPERLIGAS
.
(SIDHU
ET AL
.,
2006)........................................................................... 53
F
IGURA
19
-
P
RINCÍPIO DO TESTE DE CISALHAMENTO
(
SHEAR TEST
)
(MAROT
ET AL
.,2006)......... 56
F
IGURA
20
-
E
SQUEMA DE TESTE DE INDENTAÇÃO INTERFACIAL
(MAROT
ET AL
.,
2006).............. 57
F
IGURA
21
-
E
SQUEMA GEOMÉTRICO DE UMA INDENTAÇÃO NA INTERFACE
.
(KIM
ET AL
.,
2004)... 58
F
IGURA
22
-
DRX
DE UM FIO DE
N
I
-20%C
R
(SIDHU
ET AL
.,
2006)............................................... 60
F
IGURA
23
-
DRX
DE FIOS DE SUPERLIGAS REVESTIDAS POR
N
I
-20%C
R POR
HVOF
(SIDHU
ET
AL
.,2006)........................................................................................................................................ 61
F
IGURA
24
-
M
ICROESTRUTURA FEITA COM
MEV,
DA SEÇÃO TRANSVERSAL DE FIO COM
REVESTIMENTO DE
N
I
-20%C
R EM
(
A
)
S
UPERNI
600
E
(
B
)
S
UPERFER
800
H
(SIDHU
ET AL
.,2006) 64
F
IGURA
25
-
M
ICROGRAFIA ÓTICA DE MOSTRANDO A MORFOLOGIA DA SEÇÃO TRANSVERSAL DE FIO
COM REVESTIMENTO DE
N
I
-20%C
R EM
(
A
)
S
UPERNI
600
E
(
B
)
S
UPERFER
601
(SIDHU
ET AL
.,2006)
....................................................................................................................................................... 65
F
IGURA
26
-
I
NCLUSÕES EM MICROESTRUTURA DE SUPERFÍCIE DE RUPTURA DE HASTE DE BOMBEIO
(BENHADDAD,
2001). ................................................................................................................ 66
F
IGURA
27
-
P
ITES NO ESTÁGIO INICIAL DE RUPTURA DE HASTE DE BOMBEIO
(BENHADDAD,
2001).............................................................................................................................................. 67
F
IGURA
28
-
R
EVESTIMENTO DE HASTE DE BOMBEIO POR CHAMA OXI
-
ACETILÊNCIA
(
FLAME SPRAY
).
....................................................................................................................................................... 71
F
IGURA
29
-
P
ISTOLA DE ASPERSÃO TÉRMICA POR ARCO ELÉTRICO DA
O
GRAMAC
-SP. .................. 72
F
IGURA
30
-
E
QUIPAMENTO DE ASPERSÃO TÉRMICA POR ARCO ELÉTRICO DA
O
GRAMAC
-SP. ........ 73
F
IGURA
31
-
R
EVESTIMENTO DE HASTE DE BOMBEIO POR
HVOF ................................................... 74
F
IGURA
32
-
C
ORPOS DE PROVA PARA CARACTERIZAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS E
METALOGRAFIA
.............................................................................................................................. 75
F
IGURA
33
-
S
ISTEMA DE PREPARAÇÃO DE AMOSTRAS
MD
DA
S
TRUERS
........................................ 75
F
IGURA
34
-
U
LTRA
-
MICRODURÔMETRO
S
HIMADZU
DUH-W201S ............................................... 76
F
IGURA
35
-
G
RÁFICO DA
F
ORÇA X
T
EMPO NO TESTE DE CARGA
-
DESCARGA
. ................................ 77
F
IGURA
36
-
E
XEMPLO DE RESULTADO DO TESTE DE CARGA
-
DESCARGA
........................................ 77
F
IGURA
37
-
G
RÁFICO PARA CÁLCULO DO MÓDULO DE ELASTICIDADE
........................................... 78
F
IGURA
38
-
M
ICRODURÔMETRO
S
HIMADZU
HMV-2..................................................................... 79
F
IGURA
39
-
D
URÔMETRO
I
NSTRON
W
OLPERT MODELO
DIA
T
ESTOR
7022................................... 80
xii
F
IGURA
40
-
G
RÁFICO DE ESCALA BI
-
LOGARITMICA PARA CÁLCULO DE
P
C E AC
............................ 81
F
IGURA
41
-
D
IFRATÔMETRO DE RAIOS
-X
S
HIMADZU
-
MODELO
XED
6000.................................. 83
F
IGURA
42
-
M
ICROSCÓPIO
Ó
TICO
O
LYMPUS
BX51M ................................................................... 84
F
IGURA
43
-
C
ORPOS DE PROVA PARA ENSAIO DE IMERSÃO REVESTIDOS COM
N
I
C
R
80-20
POR
ASPERSÃO TÉRMICA
........................................................................................................................ 88
F
IGURA
44
-
P
OTENCIOSTATO DA
GAMRY
I
NSTRUMENTS
............................................................. 89
F
IGURA
45
-
H
ASTES DE BOMBEIO PREPARADAS PARA INSPEÇÃO VISUAL
....................................... 92
F
IGURA
46
-
I
NDENTAÇÕES
V
ICKERS EM INTERFACE REVESTIMENTO
N
I
C
R
/
SUBSTRATO AÇO
CARBONO
........................................................................................................................................ 96
F
IGURA
47
-
G
RÁFICO PARA CÁLCULO DOS
P
C
E A
C
PARA REVESTIMENTO
N
I
C
R PROCESSADO POR
F
LAME
S
PRAY EM SUBSTRATO AÇO CARBONO
(
HASTE
). ................................................................. 96
F
IGURA
48
-
G
RÁFICO PARA CÁLCULO DOS
P
C
E A
C
PARA REVESTIMENTO
N
I
C
R PROCESSADO POR
A
RC
S
PRAY EM SUBSTRATO AÇO CARBONO
(
HASTE
). ..................................................................... 97
F
IGURA
49
-
G
RÁFICO PARA CÁLCULO DOS
P
C
E A
C
PARA REVESTIMENTO
N
I
C
R PROCESSADO POR
HVOF
EM SUBSTRATO AÇO CARBONO
(
HASTE
).............................................................................. 97
F
IGURA
50-
T
ENACIDADE APARENTE DA INTERFACE EM HASTES REVESTIDAS COM
N
I
C
R
.............. 98
F
IGURA
51
-
G
RÁFICO DOS RESULTADOS DE MÓDULO DE ELASTICIDADE
........................................ 99
F
IGURA
52
-
G
RÁFICO DOS RESULTADOS DE
D
UREZA
V
ICKERS
(200
G
)........................................ 100
F
IGURA
53
-
D
IFRAÇÃO DE RAIOS
-X
DE PÓ
N
I
C
R
80-20. .............................................................. 101
F
IGURA
54
-
I
NTERFACE REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
(
FLAME SPRAY
).
A
UMENTO
200X.............. 102
F
IGURA
55
-
I
NTERFACE REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
(
FLAME SPRAY
).
A
UMENTO
500X.............. 102
F
IGURA
56
-
I
NTERFACE REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
(
ARC SPRAY
).
A
UMENTO
200X.................. 103
F
IGURA
57
-
I
NTERFACE REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
(
ARC SPRAY
).
A
UMENTO
500X.................. 103
F
IGURA
58
-
I
NTERFACE REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
(HVOF).
A
UMENTO
200X......................... 104
F
IGURA
59
-
I
NTERFACE REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
(HVOF).
A
UMENTO
500X......................... 104
F
IGURA
60
-
G
RÁFICO DE PERDA DE MASSA DO ENSAIO DE IMERSÃO
............................................ 108
F
IGURA
61
-
G
RÁFICO DE TAXAS DE CORROSÃO OBTIDAS DO ENSAIO DE IMERSÃO DE REVESTIMENTO
N
I
C
R
. ........................................................................................................................................... 109
F
IGURA
62
–
G
RÁFICO DE TAXAS DE CORROSÃO OBTIDAS A PARTIR DO SEXTO MÊS DE PESAGEM DO
ENSAIO DE IMERSÃO DE REVESTIMENTO
N
I
C
R
.............................................................................. 110
xiii
F
IGURA
63
-
C
URVA DO POTENCIAL DE CIRCUITO ABERTO EM FUNÇÃO DO TEMPO DE UMA AMOSTRA
DE AÇO
SAE
4142
D,
EM UMA SOLUÇÃO DE ÁGUA PRODUZIDA
(CP-1299)
SATURADA COM
CO
2
A
UMA
T
CONSTANTE
=
50
O
C............................................................................................................ 111
F
IGURA
64
-
C
URVA DO POTENCIAL DE CIRCUITO ABERTO EM FUNÇÃO DO TEMPO DE UMA AMOSTRA
COM REVESTIMENTO DE
80N
I
20C
R
,
EM UMA SOLUÇÃO DE ÁGUA PRODUZIDA
(CP-1299)
SATURADA
COM
CO
2
A UMA
T
CONSTANTE
=
50
O
C......................................................................................... 112
F
IGURA
65
-
C
URVA DE POLARIZAÇÃO POTENCIODINÂMICA DO AÇO
SAE
4142
D,
EM UMA SOLUÇÃO
DE ÁGUA PRODUZIDA
(CP-1299)
SATURADA COM
CO
2
A UMA
T
CONSTANTE
=
50
O
C................... 113
F
IGURA
66
-
C
URVA DE POLARIZAÇÃO POTENCIODINÂMICA DO REVESTIMENTO
80N
I
20C
R
,
EM UMA
SOLUÇÃO DE ÁGUA PRODUZIDA
(CP-1299)
SATURADA COM
CO
2
A UMA
T
CONSTANTE
=
50
O
C. .. 114
F
IGURA
67
-
C
URVA ANÓDICA DE
T
AFEL PARA O AÇO
SAE
4142
D.
M
EIO
:
ÁGUA PRODUZIDA
SATURADA COM
CO2
E
T
CONSTANTE
=50
O
C................................................................................ 115
F
IGURA
68
-
C
URVA CATÓDICA DE
T
AFEL PARA O AÇO
SAE
4142
D.
M
EIO
:
ÁGUA PRODUZIDA
SATURADA COM
CO2
E
T
CONSTANTE
=50
O
C................................................................................ 116
F
IGURA
69
-
C
URVA ANÓDICA DE
T
AFEL PARA A LIGA
N
I
C
R
80-20.
M
EIO
:
ÁGUA PRODUZIDA
SATURADA COM
CO2
E
T
CONSTANTE
=50
O
C................................................................................ 117
F
IGURA
70
-
C
URVA CATÓDICA DE
T
AFEL PARA A LIGA
N
I
C
R
80-20.
M
EIO
:
ÁGUA PRODUZIDA
SATURADA COM
CO2
E
T
CONSTANTE
=50
O
C................................................................................ 118
F
IGURA
71
-
D
EFORMAÇÃO NO MEIO DA HASTE RETIRADA DO POÇO
CP-0077,
COM CORROSÃO
LOCALIZADA
................................................................................................................................. 122
F
IGURA
72
-
H
ASTES RETIRADAS DO POÇO
CP-0376. ................................................................... 124
F
IGURA
73
-
H
ASTES COMUNS RETIRADAS DO POÇO
CP-0077
COM CORROSÃO ALVEOLAR
GENERALIZADA
............................................................................................................................. 127
F
IGURA
74
-
H
ASTES COMUNS E REVESTIDAS RETIRADAS DO POÇO
CP-0376............................... 128
xiv
SUMÁRIO
1 - INTRODUÇÃO........................................................................................................................ 1
2.1
–
E
LEVAÇÃO DE
P
ETRÓLEO
..................................................................................................... 2
2.1.1 - Gás Lift......................................................................................................................... 2
2.1.2 - Bombeio Centrífugo Submerso..................................................................................... 2
2.1.3 - Bombeio de Cavidade Progressiva.............................................................................. 2
2.1.4 – Bombeio Mecânico...................................................................................................... 3
2.1.4.1 - Coluna de hastes de bombeio................................................................................ 4
2.1.4.2 – Falhas em hastes de bombeio ............................................................................... 6
2.1.4.2.1 – Fadiga mecânica............................................................................................ 8
2.2
-
C
ORROSÃO
......................................................................................................................... 11
2.2.1 – Formas de Corrosão.................................................................................................. 11
2.2.2 - Ensaios de Corrosão.................................................................................................. 16
2.2.2.1 - Métodos Eletroquímicos ..................................................................................... 16
2.2.2.2 – Ensaio de corrosão por perda de massa.............................................................. 19
2.2.3 - Corrosão na indústria de produção de petróleo e gás .............................................. 21
2.2.3.1 - Oxigênio Dissolvido............................................................................................ 22
2.2.3.2 - Gás Carbônico..................................................................................................... 22
2.2.3.3 - Gás Sulfídrico, Enxofre e Polissulfetos .............................................................. 23
2.2.3.4 - Caracterização da água produzida em campos de petróleo................................. 23
2.3
–
A
LIGA
N
I
-C
R
80-20 .......................................................................................................... 25
2.4
–
P
ROCESSO DE REVESTIMENTO POR
A
SPERSÃO
T
ÉRMICA
.................................................... 29
2.4.1 - Aspersão térmica por chama oxi-acetilênica (flame spray) ...................................... 33
2.4.2 - Aspersão por arco elétrico (arc spray)...................................................................... 35
2.4.3 - O processo de aspersão Oxi-Combustível à Alta velocidade (HVOF)...................... 37
2.4.4 – Preparação da superfície para a Aspersão Térmica ................................................ 42
2.5
–
C
ARACTERIZAÇÃO DO REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
........................................................... 47
2.5.1 – Propriedades mecânicas............................................................................................ 47
2.5.1.1 – Modulo de Elasticidade...................................................................................... 47
2.5.1.2 – Dureza................................................................................................................. 50
2.5.1.2.1 – Ensaio de dureza Rockwell.......................................................................... 51
2.5.1.2.2 – Ensaio de dureza Brinell.............................................................................. 52
2.5.1.2.3 – Ensaio de dureza Knoop e Vickers.............................................................. 52
2.5.1.3 - Aderência ............................................................................................................ 54
2.5.1.3.1 – Teste de adesão por tração........................................................................... 54
2.5.1.3.2 – Teste de Cisalhamento (shear test).............................................................. 55
2.5.1.3.3 - Indentação Interfacial................................................................................... 57
2.5.2 – Propriedades físicas.................................................................................................. 59
2.5.2.1 – Difração de Raios X ........................................................................................... 59
2.5.2.2 – Microestrutura .................................................................................................... 61
2.5.2.2.1 – Microscopia Ótica ....................................................................................... 62
2.5.2.2.2 – Microscopia eletrônica de varredura (MEV)............................................... 62
2.6
-
P
LANEJAMENTO DE
E
XPERIMENTOS
................................................................................... 67
3 - MATERIAIS E MÉTODOS.................................................................................................. 70
xv
3.1
–
R
EVESTIMENTO DAS HASTES POR ASPERSÃO TÉRMICA
....................................................... 70
3.1.1 - Aspersão térmica por chama oxi-acetilênica (Flame spray)..................................... 70
3.1.2 - Aspersão por arco elétrico (Arc spray) ..................................................................... 71
3.1.3 - Aspersão térmica por HVOF ..................................................................................... 73
3.2
–
C
ARACTERIZAÇÃO DO REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
........................................................... 74
3.2.1 – Propriedades mecânicas............................................................................................ 76
3.2.1.1 – Modulo de Elasticidade...................................................................................... 76
3.2.1.2 – Dureza................................................................................................................. 78
3.2.1.3 – Aderência............................................................................................................ 79
3.2.2 – Propriedades físicas.................................................................................................. 82
3.2.2.1 – Difração de Raios X ........................................................................................... 82
3.2.2.2 – Microscopia Ótica .............................................................................................. 83
3.3
–
C
ARACTERIZAÇÃO DA ÁGUA PRODUZIDA DOS POÇOS
......................................................... 84
3.3.1 - Determinação do Teor de CO
2
................................................................................... 85
3.3.2 - Determinação do Teor de H
2
S, Sulfetos e Polissulfetos............................................. 86
3.3.3 - Determinação da Acalinidade.................................................................................... 86
3.3.4 Determinação do Teor de Ferro................................................................................... 87
3.4
-
E
NSAIOS DE
C
ORROSÃO EM
L
ABORATÓRIO
........................................................................ 87
3.4.1 - Ensaios de Imersão .................................................................................................... 88
3.4.2 - Ensaios Eletroquímicos.............................................................................................. 88
3.5
–
T
ESTE DE CAMPO
............................................................................................................... 90
3.5.1 – Procedimento de Inspeção de hastes de bombeio..................................................... 91
3.5.2 – Planejamento Estatístico........................................................................................... 93
4 – RESULTADOS E DISCUSSÃO .......................................................................................... 95
4.1
–
C
ARACTERIZAÇÃO DO REVESTIMENTO
/
SUBSTRATO
........................................................... 95
4.1.1 – Propriedades mecânicas............................................................................................ 95
4.1.1.1 – Aderência............................................................................................................ 95
4.1.1.2 – Modulo de Elasticidade...................................................................................... 98
4.1.1.3 – Dureza................................................................................................................. 99
4.1.2 – Caracterização Microestrutural.............................................................................. 100
4.1.2.1 – Difração de Raios-X......................................................................................... 100
4.1.2.1 – Microscopia Ótica ............................................................................................ 101
4.2
-
C
ARACTERIZAÇÃO DAS AMOSTRAS DE ÁGUA PRODUZIDA DOS POÇOS
.............................. 105
4.3
-
E
NSAIOS DE CORROSÃO DE LABORATÓRIO
........................................................................ 106
4.3.1 - Ensaio de Imersão.................................................................................................... 106
4.3.2 – Ensaios Eletroquímicos........................................................................................... 110
4.3.2.1 – Curvas de Potencial de Circuito Aberto........................................................... 110
4.3.2.2 – Curvas de Resistência à Polarização Linear..................................................... 113
4.3.2.3 – Curvas de Tafel e determinação de Taxas de Corrosão.................................... 114
4.4
–
T
ESTE DE CAMPO
............................................................................................................. 120
4.4.1 – Instalação das hastes............................................................................................... 120
4.4.2 – Retirada das hastes.................................................................................................. 122
4.4.3 - Inspeção das hastes.................................................................................................. 125
5 - CONCLUSÕES .................................................................................................................... 134
6 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................................................................... 136
xvi
APÊNDICE 1 ............................................................................................................................. 143
APÊNDICE 2 ............................................................................................................................. 146
1
1 - INTRODUÇÃO
O problema de falhas em equipamentos metálicos de sub-superfície na produção terrestre
de petróleo, principalmente hastes de bombeio, tem sido freqüente nos poços bombeados da
Bacia Sergipe-Alagoas (SEAL), ocasionando um aumento substancial nos custos operacionais.
Os principais causadores deste problema nos poços são o ambiente extremamente corrosivo,
provocado pela presença de água, combinada com os gases CO
2
e H
2
S, alta salinidade, alem do
atrito das hastes com a coluna do poço. Uma alternativa para a proteção das hastes seria o
revestimento das mesmas com uma liga de material mais nobre que tenha uma boa aderência e
suporte a ação corrosiva do meio.
Propõe-se nesta dissertação a utilização da liga NiCr para proteção das hastes, baseando-
se no fato de que essa liga tem propriedades mecânicas semelhantes das do aço-carbono, tem alta
resistência à corrosão e corrosão-fadiga, e apresenta uma excelente aderência. Serão avaliados
três processos de aspersão térmica: aspersão à chama (Flamme Spray), aspersão a arco elétrico
(Arc Spray) e aspersão a alta velocidade de oxigênio e combustível (HVOF -High Velocity Oxy
Fuel), os quais foram utilizados na aplicação do revestimento NiCr em hastes de bombeio para
realização de testes de campo, ensaios de corrosão de laboratório, e caracterização de
propriedades mecânicas e físicas. Este estudo está enquadrado em uma acordo de cooperação
tecnológica do Laboratório de Energia e Materiais (LEM) do ITP-UNIT em Aracaju-SE com a
PETROBRAS, iniciado desde 2003.
Esta dissertação está estruturada da seguinte forma: Inicialmente é realizada uma revisão
da literatura dos processos de elevação artificial de petróleo, mais especificamente o bombeio
mecânico, incluindo a problemática das falhas em hastes de bombeio. Ainda na revisão de
literatura, são abordados: corrosão; a liga NiCr; processos de revestimento por aspersão térmica e
caracterização mecânica e física de revestimento/substrato. Em seguida são descritos os materiais
e métodos utilizados na aplicação do revestimento por aspersão térmica, na caracterização
mecânica e física do revestimento/substrato, na caracterização de amostras de água produzida em
poços de petróleo, nos ensaios de corrosão de laboratório, e também, o planejamento
experimental do teste de campo. Os capítulos seguintes descrevem os resultados e discussões, e
as conclusões do estudo, bem como propostas para trabalhos futuros.
2
2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 – Elevação de Petróleo
Durante o início de vida produtiva, um poço de petróleo pode ser surgente, ou seja, a
energia acumulada pela natureza no reservatório é suficiente para vencer as perdas na rocha
produtora e instalações de produção. Com a produção dos fluidos do reservatório e a sua
conseqüente depleção, a vazão do poço começa a reduzir até chegar ao ponto em que o poço
deixa de produzir total ou economicamente. Para colocar o poço novamente em produção ou para
aumentar a vazão de líquido, é necessário fornecer trabalho ao sistema. Isto é conseguido através
da aplicação de algum método de elevação artificial. Dentre os diversos métodos de elevação
utilizados na Petrobras destacamos: Gás Lift, Bombeio Centrífugo Submerso, Bombeio de
Cavidade Progressiva e Bombeio Mecânico. (ESTEVAM, 1993)
2.1.1 - Gás Lift
Neste método, a elevação do petróleo se dá pela redução da densidade dos fluidos
produzidos mediante a injeção de gás em um determinado ponto da coluna de produção. A
injeção pode ser contínua ou intermitente.
2.1.2 - Bombeio Centrífugo Submerso
Neste método, uma bomba centrífuga de múltiplos estágios acionada por motor elétrico é
posicionada na extremidade inferior da coluna de produção.
A energia elétrica é transmitida da superfície até o fundo através de um cabo elétrico
especialmente projetado para operar nas condições do fundo do poço.
2.1.3 - Bombeio de Cavidade Progressiva
Um sistema de Bombeio de Cavidade Progressiva (BCP) consta de uma bomba de
subsuperfície (instalada na extremidade inferior da coluna de produção) composta de uma camisa
estacionária e um rotor com forma helicoidal acionada por uma coluna de hastes. Um motor
3
elétrico instalado na superfície aciona a coluna de hastes. O rotor ao girar no interior do estator
origina um movimento axial das cavidades, progressivamente, no sentido da sucção da descarga,
realizando a ação de bombeio. O acionamento da bomba pode ser originado da superfície, por
meio de coluna de hastes e um cabeçote de acionamento. A coluna de hastes gira na velocidade
compatível com a vazão desejada (RODRIGUES et al., 2007).
A utilização de bombas de cavidades progressivas para elevação artificial no Brasil teve
inicio em 1984 em fase experimental. Devido à simplicidade do método e da eficiência na
produção de fluidos viscosos, o número de instalações com esse tipo de equipamento tem se
difundido rapidamente. Na Figura 1 é apresentada uma foto de um poço equipado com BCP.
Figura 1 - Poço equipado com BCP (RODRIGUES et al, 2007).
2.1.4 – Bombeio Mecânico
O bombeio mecânico é o método de elevação artificial mais utilizado em todo o mundo.
Pode ser utilizado para elevar vazões médias de poços rasos. Para grandes profundidades, só
consegue elevar baixas vazões (THOMAS,2001).
4
Os principais componentes do bombeio mecânico com hastes são: bomba de superfície,
coluna de hastes, unidade de bombeio e motor, conforme esquematizado na Figura 2. A unidade
de Bombeio (UB) transforma o movimento circular do motor, em movimento alternativo, na
velocidade desejada, e transmite esse movimento através da coluna de hastes até a bomba
alternativa instalada na extremidade inferior da coluna de produção.
Figura 2 - Sistema de Bombeio mecânico (THOMAS,2001)
2.1.4.1 - Coluna de hastes de bombeio
A primeira haste, localizada no topo da coluna, é chamada de haste polida (“polished
rod”), por ter sua superfície externa polida. A função dessa haste é proporcionar vedação entre a
coluna de produção e o meio externo. Por ser de material mais nobre, normalmente aço
inoxidável, essas hastes não costumam falhar em operação (PETROBRAS N-2366, 2005).
As demais hastes de bombeio (“sucker rods”) utilizadas normalmente são de aço carbono,
medem 7,62 metros de comprimento, e possuem rosca nas extremidades. Essas hastes são
rosqueadas em série com a função de transmitir o acionamento motriz localizado na superfície ao
5
elemento de bombeio de subsuperfície (fundo do poço). Além da haste polida e da haste de
bombeio convencional, fazem parte da coluna de produção as hastes curtas (“Pony rod”) que são
utilizadas para ajustar o comprimento da coluna de hastes às exigências operacionais.
O processo de fabricação das hastes é feito conforme a norma API 11B (1998). Em sua
fabricação, antes do forjamento, os extremos são aquecidos em fornos de indução. Depois, as
hastes são inspecionadas e tratadas termicamente de forma integral em fornos especialmente
desenhados para tentar produzir propriedades mecânicas e metalúrgicas uniformes em toda a
extensão da haste.
O tratamento térmico sob os quais as hastes são submetidas é do tipo Normalizado /
Revenido. Uma vez que estas foram tratadas termicamente, passam por um processo de
jateamento, aplicando encruamento mecânico superficial, para melhorar a resistência à fadiga.
Antes da usinagem, os extremos das hastes são inspecionados numa bancada especialmente
desenhada. Os processos de usinagem e de rosqueamento efetuam-se em equipamento CNC
(Controle Numérico Computadorizado) de última geração, que permite um excelente acabamento
superficial nas faces de contato. As roscas se obtêm pôr meio de laminação a frio, garantindo
maior resistência à fadiga. Finalmente, antes da embalagem, as hastes são protegidas com uma
tinta.
As hastes são classificadas de acordo com o diâmetro nominal e a composição química
(grau do aço), para hastes de aço. A composição química do aço utilizado na fabricação deve ser
alguma combinação das séries recomendadas da AISI (Instituto Americano de Ferro e Aço)
listadas na Tabela 1.
6
Tabela 1 - Composição química dos aços das hastes (API 11B, 1998).
Grau API (API Grade) Composição Química
K Aço série AISI 46XX
Aço série AISI 10XX C
Aço série AISI 15XX
Aço série AISI 10XX D Carbono
Aço série AISI 15XX
D Liga Aço série AISI 41XX
D Special Special *
* Special – contém no mínimo 1,15% de níquel, cromo e molibdênio na composição da liga.
2.1.4.2 – Falhas em hastes de bombeio
Na sua grande maioria, o material utilizado na produção e transporte de petróleo é o aço
carbono. Este material apresenta boas características estruturais, pois combina resistência
mecânica, razoável resistência à corrosão, disponibilidade e baixo custo (OBERNDORFER et al.,
2007). Por sua vez, os mecanismos de degradação (corrosão, fadiga e abrasão), que são
fortemente associados aos tipos de esforços solicitados e ao meio ambiente de trabalho, são
responsáveis por diversos problemas graves na indústria do petróleo (BENHADDAD e LEE,
2001).
As hastes de bombeio operam em ambientes que podem ser abrasivos, corrosivos, ou
ambos. Estão sujeitas a cargas cíclicas, uma vez que o peso do fluido, que está acima da bomba, é
sustentado pela coluna de hastes no curso ascendente e pela coluna de produção no curso
descendente. Devido a esta alternância de esforços a coluna de hastes se torna o ponto crítico do
sistema (THOMAS,2001)
Em agosto de 1996 foi feito um estudo na Petrobras – UN-SEAL, com o objetivo de
analisar, visualmente, com utilização de microscopia óptica, a fratura de 44 hastes rompidas. O
7
resultado encontrado, de acordo com o Relatório de Inspeção 087/96, foi que 43 hastes tiveram
fraturas apresentando mecanismos e características de corrosão sob fadiga mecânica.
Em levantamento realizado pela PETROBRAS – UN-SEAL/ATP-ST/IP foi verificado
que, nos últimos 6 (seis) anos (2001 a 2006), foram inspecionadas 688.722 hastes de bombeio na
desparafinação em Carmópolis, das quais 44% foram reprovadas, de acordo com a Tabela 2.
Tabela 2 - Resumo de hastes inspecionadas na desparafinação em Carmópolis-SE.
Ano 2001 2002 2003 2004 2005 2006 Total
Média
Anual
Hastes Inspecionadas
114.552
116.875
111.625
109.533
112.902
123.235
688.722
114.787
Reprovadas
45.818
42.458
55.287
44.937
54.866
60.096
303.462
86.703
% de reprovação
40,00%
36,33%
49,53%
41,03%
48,60%
48,77%
44,06%
44,04%
Em levantamento, realizado pela PETROBRAS - UN-SEAL/ENGP/ELV (Gerência de
Elevação do Suporte Técnico), foi verificado que nos últimos 3 (três) anos, no período de
01/10/2004 a 30/09/2007, 29% das ocorrências de falhas em poços foram ocasionadas por falhas
em hastes de bombeio, dentre as quais 16% do total de falhas foram ocasionadas por ruptura de
hastes, conforme tabela 3.
Tabela 3 - Falhas em Poços de produção de petróleo da UN-SEAL.
Nº. DE FALHAS EM POÇOS
4647
Nº. DE FALHAS RELACIONADAS À HASTES DE BOMBEIO
1328 (29%)
Nº. DE FALHAS
POR RUPTURA DE HASTES 723 (16%)
Sofiane Benhaddad, em estudo realizado em 2001, observou que em campos de produção
terrestre no oeste do Canadá, a maioria das falhas em hastes de bombeio ocorre devido à
corrosão-fadiga (BENHADDAD e LEE, 2001).
8
2.1.4.2.1 – Fadiga mecânica
A fadiga mecânica é uma forma de falha comumente encontradas em estruturas que estão
sujeitas a tensões dinâmicas e oscilantes. Sob essas circunstâncias, é possível a ocorrência de
falha em nível de tensão, consideravelmente, inferior ao limite de resistência à tração ou ao limite
de escoamento para uma carga estática (CALLISTER, 2002). Caracteristicamente, forma-se uma
pequena trinca, geralmente num ponto de concentração de tensão, que penetra lentamente no
metal, em direção perpendicular aos ciclos de tensões aplicadas.
O reconhecimento de fraturas por fadiga é feito visualmente pelo seu aspecto típico, com
duas zonas distintas. A primeira zona, de aparência lisa, e muitas vezes com marcas de
alternâncias de ciclos chamadas de “Marcas de Praia”. A segunda zona com aparência rugosa ou
fibrosa, caracteriza a ruptura brusca instável (fratura frágil), conforme Figura 3.
Figura 3 - Superfície de falha por fadiga de uma haste de pistão com 145 mm de diâmetro de aço-carbono
AISI 4340 tratado termicamente e de dureza 341 HB (ASM, 1987).
A seta 1 indica a região lisa, com as marcas de praia, na qual a trinca se formou e se
propagou lentamente. A fratura rápida ocorreu ao longo da área que possui uma textura opaca e
fibrosa (a área maior), (ASM, 1987).
1
9
Quando, além das alternâncias de tensões, o material está exposto a um ambiente
corrosivo, pode ocorrer a chamada, corrosão sob fadiga, que não apresenta nenhum limite de vida
definido, pois o início da fratura vai depender, além do ciclo de tensões, das condições corrosivas
do meio, e do tempo de exposição a essas condições. O mecanismo de início da fratura pode estar
associado a: concentração de tensão nos locais de entalhes, pites, ou alvéolos, formados pelo
meio corrosivo
Sofiane Benhaddad e Lee, em 2001, verificaram três hastes de bombeio que romperam
próximas ao pino. As fraturas das três hastes tiveram as mesmas características microscópicas,
uma das hastes rompidas é mostrada na Figura 4. As hastes eram de aço carbono e a observação
da superfície de ruptura revelou três zonas distintas (indicadas com setas na Figura 5). A primeira
zona, correspondendo ao início da trinca, com sinais de pites de corrosão. A segunda zona com
aparência rugosa ou fibrosa, caracterizando a ruptura brusca instável (fratura frágil). A terceira
zona indica que o final da ruptura ocorreu de forma dúctil e com sobrecarga (Figura 5). Todas
essas observações indicam que a causa da falha foi corrosão-fadiga, confirmado pela presença de
estrias de fadiga na segunda zona (Figura 6) (BENHADDAD, 2001).
Figura 4 - Haste de bombeio rompida próxima ao pino (BENHADDAD e LEE, 2001).
RUPTURA
10
Figura 5 - Superfície de fratura de haste de bombeio (BENHADDAD e LEE, 2001).
Figura 6 - Estrias de fadiga na segunda zona da superfície de ruptura de haste de bombeio (BENHADDAD e
LEE, 2001).
1
2
3
INÍCIO DA TRINCA
MARCAS DE PRAIA
FINAL DA RUPTURA
11
2.2 - Corrosão
A corrosão é definida como a deterioração de um material, geralmente metálico, por ação
química ou eletroquímica do meio ambiente, associada ou não a esforços mecânicos (GENTIL,
2003). É, sempre, um processo natural, irreversível e espontâneo, que, na maioria das vezes,
ocorre em condições não controláveis. (ABM, 1971).
A corrosão pode ser entendida como a deterioração do material em virtude de reações ou
interações com o meio a que esteja exposto. No caso dos metais, esta deterioração é, na maioria
das vezes, resultante de uma reação química e/ou eletroquímica, na qual há a dissolução do metal.
Em alguns casos essas reações podem resultar em produtos que agem como protetores do metal
base e a esse processo chamamos de passivação, normalmente há a formação de um óxido.
(PADILHA, 2005).
2.2.1 – Formas de Corrosão
A corrosão pode ser classificada quanto a morfologia, quanto ao meio corrosivo ou quanto
a esforços mecânicos (GENTIL, 2003).
Segundo a morfologia, podemos destacar as seguintes formas de corrosão:
Uniforme: a corrosão se processa em toda a extensão da superfície, ocorrendo perda
uniforme de espessura.
Por placas: a corrosão se localiza em regiões da superfície metálica e não em toda sua
extensão, formando placas com escavações.
Alveolar: a corrosão se processa na superfície metálica produzindo sulcos ou escavações
semelhantes a alvéolos apresentando fundo arredondado e profundidade geralmente menor que
seu diâmetro.
Por Pite: a corrosão se processa em pontos ou em pequenas áreas localizadas na
superfície metálica produzindo pites, que são cavidades que apresentam o fundo em forma
angulosa e profundidade geralmente maior que seu diâmetro.
12
Intergranular: a corrosão se processa entre os grãos da rede cristalina do material
metálico, o qual perde suas propriedades mecânicas e pode fraturar quando solicitado por
esforços mecânicos, tendo-se então a corrosão sob tensão fraturante – CSTT (SCC – Stress
Corrosion Cracking).
Transgranular: a corrosão se processa nos grãos da rede cristalina do material metálico,
o qual perdendo suas propriedades mecânicas poderá fraturar à menor solicitação mecânica,
tendo-se também a corrosão sob tensão.
Filiforme: a corrosão se processa sob a forma de finos filamentos, mas não profundos,
que se propagam em diferentes direções e que não ultrapassam, pois admite-se que o produto de
corrosão, em estado coloidal, apresenta carga positiva, daí a repulsão. Ocorre geralmente em
superfícies metálicas revestidas com tintas ou com metais, ocasionando o deslocamento do
revestimento.
Empolamento pelo Hidrogênio: o hidrogênio atômico penetra no material metálico e,
como tem pequeno volume atômico, difunde-se rapidamente e, em regiões com descontinuidade
com inclusões e vazios, ele se transforma em hidrogênio molecular, H2, exercendo pressão e
originando a formação de bolhas, daí o nome de empolamento. (GENTIL, 2003)
A corrosão também pode ser apresentada segundo o meio corrosivo, dos quais destacamos
os seguintes:
Corrosão por CO
2
: também conhecida como “sweet corrosion”, é um dos maiores
problemas na indústria do petróleo. Ela só ocorre na presença de uma fase aquosa em contato
com a superfície do metal. As reações básicas da corrosão por CO
2
têm sido bem entendidas
através de trabalhos e estudos realizados décadas atrás. A principal reação inclui a dissolução do
CO
2
e hidratação para formar o ácido carbônico (LEE, 2004; ABRANTES e PONTES, 2007):
CO
2
(g) CO
2
(aq) Eq. 1
CO
2
(aq) + H
2
O H
2
CO
3
Eq. 2
O qual é dissociado em bicarbonato e íons de carbonato em dois passos:
H
2
CO
3
H
+
+ HCO
3
-
Eq. 3
13
HCO
3
-
H
+
+ CO
3
2-
Eq. 4
A corrosão por CO
2
é uma reação eletroquímica que ocorre geralmente com a reação:
Fe + CO
2
+ H
2
O FeCO
3
+ H
2
Eq. 5
Vários fatores afetam a taxa de corrosão uniforme causada pelo CO
2
no aço como a
solução química, a velocidade do fluxo, temperatura, pressão, pH e etc.
Dessa forma, a corrosão por CO
2
leva a formação de um produto de corrosão, FeCO
3
, que
quando precipitado, pode formar uma película protetora ou não-protetora dependendo das
condições do meio ambiente (LEE, 2004).
A camada de produto de corrosão tem papel fundamental no mecanismo, na cinética e no
tipo de corrosão por CO
2
. A formação irregular da camada de corrosão e a sua destruição
localizada são os principais fatores que contribuem para a corrosão localizada por CO
2
. Camadas
de corrosão protetoras são capazes de diminuir a taxa de corrosão inicial em até 3 vezes, levando
a taxa nula de corrosão com o passar do tempo (ABRANTES e PONTES, 2007).
Corrosão por H
2
S: também conhecida como “sour corrosion”, ocorre através da seguinte
reação:
H
2
S + Fe + H
2
O FeS
2
+ 2H
+
Eq. 6
A presença de microorganismos (bactérias) pode influenciar bastante nas taxas de
corrosão. Para que isso ocorra o meio ambiente deve ser propício ao seu crescimento e
multiplicação. (SUDBURY, 1958)
A corrosão por H
2
S em hastes de bombeio de aço carbono geralmente é piteforme (Figura
7). Pequenas trincas de fadiga podem existir na base desses pites. (SUDBURY, 1958)
14
Figura 7 - Corrosão piteforme em haste de bombeio provocada por H
2
S (SUDBURY,1958).
Bactérias redutoras de sulfato (BRS) podem causar corrosão por H
2
S mesmo em ausência
de oxigênio (condição anaeróbica). Esses organismos utilizam o hidrogênio formado pela
corrosão eletroquímica durante o seu crescimento e reduzem sulfato (SO
4
) para H
2
S. Tanto a
utilização do hidrogênio, quanto a formação de H
2
S aumentam as taxas de corrosão.
(SUDBURY, 1958)
Além da ação do meio corrosivo, a corrosão pode ser associada a esforços mecânicos,
o que pode acelerar o processo corrosivo. Destacamos a seguir os seguintes tipos de interação
entre os esforços mecânicos e o meio corrosivo:
Corrosão sob fadiga: ocorrem em metais sujeitos a esforços cíclicos em um meio capaz
de atacar química ou eletroquimicamente o material exposto. Os metais que fundamentalmente
estão sujeitos a esse tipo de ataque são aqueles que têm uma camada protetora, por exemplo, um
óxido que produza resistência a um meio que tenderia a atacar o metal. As fraturas mecânicas
sucessivas, durante a propagação da trinca de fadiga, rompem continuamente as camadas
protetoras, expondo o material ativo à ação do ambiente corrosivo. O processo se caracteriza pelo
desaparecimento do limite de fadiga, havendo mesmo para baixas tensões um número de ciclos
que conduz à fratura, (GENTIL, 2003).
As curvas de Woller obtidas em laboratório evidenciam que praticamente não há um
limite de resistência à fadiga se os corpos de prova também estiverem sujeitos à corrosão no
curso do ensaio, (ABM, 1971).
15
Corrosão sob tensão: a deterioração de materiais é devida à ação combinada de tensões
residuais ou aplicada, e meios corrosivos. Quando se observa a fratura dos materiais, ela é
chamada de corrosão sob tensão fraturante (stress corrosion cracking – SCC). Diferentemente da
corrosão sob fadiga, onde solicitações mecânicas são cíclicas ou alternadas, na corrosão sob
tensão têm-se solicitações estáticas. Característica importante da corrosão sob tensão é que não se
observa praticamente perda de massa do material. O material permanece com bom aspecto até
que ocorre a fratura, (GENTIL, 2003).
Fragilização causada pelo hidrogênio: é um dano decorrente da incorporação e retenção
de hidrogênio, acima de certo nível tolerado, que gera altíssimas tensões internas e diminui
catastroficamente, sobretudo a capacidade de deformação. A fragilização em estudo independe da
origem do hidrogênio. Necessário é que o mesmo esteja dissociado. Existem muitas fontes de
hidrogênio atômico: vapor de água em atmosferas a altíssimas temperaturas, processos de
corrosão eletroquímica do tipo hidrogênio, processos de preparo de superfície metálica, eletrólise,
etc. (ABM, 1971)
Outra importante fonte de hidrogênio está em ambientes que contenham H
2
S. O gás
sulfídrico dissolvido em água forma uma solução fracamente dissociada. A dissociação processa-
se em duas etapas, formando íons de hidrogênio e de enxofre:
H
2
S H
+
+ HS
-
Eq. 7
HS
-
H
+
+ S
-2
Eq. 8
Esta reação reage com ferro, mesmo à temperatura ambiente, originando o hidrogênio
atômico e sulfeto de ferro (ABM, 1971):
H
2
S + Fe FeS + 2H
+
Eq. 9
16
2.2.2 - Ensaios de Corrosão
O processo corrosivo depende da combinação entre propriedades do metal e do meio ao
qual está exposto. Portanto, não existe um ensaio universal de corrosão para todos os propósitos.
Os fatos associados tanto ao metal quanto ao meio devem ser considerados e controlados para
que se estabeleçam as condições apropriadas de exposição durante os testes. Para avaliação da
corrosão do revestimento de Ni-Cr em fluido produzido em campo terrestre de petróleo foram
utilizados ensaios eletroquímicos e de imersão, em laboratório.
2.2.2.1 - Métodos Eletroquímicos
Por ser um processo eletroquímico, a corrosão requer a existência de anodos e catodos em
contato elétrico e um caminho condutor de íons através de um eletrólito. O processo
eletroquímico inclui o fluxo de elétrons entre as áreas anódicas e catódicas: a taxa deste fluxo
corresponde às taxas das reações de oxidação e redução que ocorrem nas superfícies. O
monitoramento deste fluxo de elétrons permite estudar a cinética do processo corrosivo, não
apenas as tendências termodinâmicas para o processo ocorrer espontaneamente, tão pouco
simplesmente registrar a perda de massa acumulada ao final do teste (SCULLY e
TAYLOR,1987; WOLYNEC, 2003).
As aplicações mais recentes das técnicas eletroquímicas tornaram-se atrativas pela
possibilidade de emprego como ferramenta não-destrutiva para a avaliação do fenômeno
corrosivo e das taxas de reação através de investigação em laboratório (ex situ) ou de campo (in
situ) (MARSHALL e SPEIRS, 1992; KUMAR et al., 1992). Logo, as técnicas eletroquímicas
podem ser usadas para avaliar taxas de corrosão sem a remoção de corpos de prova do meio ou
alteração da amostra. Esta capacidade oferece vantagens distintas sobre os ensaios de perda de
massa e de inspeção visual por permitir o estudo quantitativo da cinética do processo corrosivo e,
também, pela facilidade e conveniência do ensaio. A maioria, senão todas, das formas típicas de
corrosão, incluindo corrosão uniforme, corrosão localizada, corrosão galvânica, corrosão seletiva,
corrosão sob tensão e dano induzido pelo hidrogênio, podem ser investigadas pelas técnicas
eletroquímicas, as quais também possibilitam o estudo dos fenômenos de passivação, anodização,
17
proteção catódica e anódica e revestimento de proteção de sacrifício ou por barreira de substratos
metálicos. Também é possível aplicar técnicas eletroquímicas para estudo de processos
corrosivos hidrodinâmicos (controlados por transporte de massa) (SCULLY e TAYLOR,1987;
SANCHEZ e SCHIFFRIN, 1982; GALVAN-MARTINEZ et al., 2007).
Dentre os métodos eletroquímicos adequados ao estudo de algumas das formas de
corrosão apresentadas por Vicente Gentil destacam-se:
- Métodos da extrapolação de Tafel e da resistência de polarização, para estudo da
corrosão uniforme (SCULLY e TAYLOR,1987; WOLYNEC, 2003);
- Método da polarização potenciodinâmica cíclica (SCULLY e TAYLOR,1987; SINGH
et al.,1992; WANG e BRADFORD, 1992), método potenciostático ou galvanostático (SCULLY
e TAYLOR, 1987) e ruído eletroquímico (ROTHWELL e EDEN, 1992), para a corrosão
localizada.
Ainda que no passado estivessem limitados a estudos de corrosão à temperatura ambiente,
os ensaios eletroquímicos estão agora sendo aplicados a temperaturas e pressões elevadas bem
como ao estudo de corrosão em meios não-aquosos e aquosos de baixa condutividade (SCULLY
e TAYLOR, 1987).
Nas técnicas eletroquímicas, a polarização do metal é efetuada por uma fonte de corrente,
ou seja, um potenciostato. Assim, a corrente é fornecida ao eletrodo de trabalho e o potencial
entre este e um eletrodo de referência é monitorado ou fixado em um valor constante, conforme o
teste.
A base dos métodos de polarização eletroquímica é a expressão abaixo, que relaciona a
corrente aplicada ao potencial:
(
)
(
)
+
−
−−
−
=
dT
dE
C
c
EE
a
EE
ii
corrcorr
corrapl
ββ
10ln
exp
10ln
exp Eq. 10
18
Onde i
apl
é a densidade de corrente aplicada baseada na área eletroquímica superficial do
eletrodo; i
corr
é a densidade de corrente de corrosão; E é o potencial aplicado; E
corr
é o potencial
de circuito aberto; (E-E
corr
) é o sobrepotencial h; C é a capacitância interfacial associada à dupla
camada elétrica; b
a
e b
c
são os coeficiente catódico e anódico de Tafel e dE/dt é a variação do
potencial aplicado com o tempo (KAEFER, 2004).
Idealmente, o segundo termo da equação 10 tende a zero. Na prática, utiliza-se uma
velocidade de varredura de potencial muito baixa.
Os métodos de polarização são convenientemente utilizados para medida de taxa de
corrosão porque fornece resultados de forma bastante rápida. Geralmente, são requeridos apenas
alguns minutos para se determinar a taxa de corrosão por resistência à polarização, enquanto são
necessários vários dias para realizar uma medida por perda de massa (KAEFER, 2004).
A técnica denominada resistência de polarização linear envolve a obtenção de dados de
corrente à medida que o potencial varia (polarização) em torno do potencial de corrosão.
Normalmente, variações de ±10 mV (SCULLY e TAYLOR, 1987) a ± 20 mV (KAEFER, 2004)
em relação ao potencial de corrosão são realizadas.
A resistência de polarização (R
p
) é obtida, então, da tangente à curva de polarização
(potencial versus corrente) no potencial de corrosão (equação 11).
Ecorr
p
di
dE
R
=
Eq. 11
Conhecendo-se os valores de R
p
e das constantes de Tafel (b
a
e b
c
) é possível calcular a
corrente de corrosão pela relação (KAEFER,2004; SCULLY e TAYLOR,1987; WOLYNEC,
2003):
( )
Ecorrpca
ca
corr
R
i
,
6
.10ln
.
.10
ββ
ββ
+
=
Eq. 12
19
As grandezas são dadas nas unidades: R
p
em Ω.cm
2
; i e i
corr
em µA.cm
-2
; e E em V
(KAEFER, 2004).
A taxa de corrosão (TC) pode ser obtida a partir da densidade de corrente de corrosão i
corr
pela equação:
EW
i
TC
corr
ρ
3
1027,3
−
×=
Eq. 13
Onde TC é dada em mm.ano
-1
,
ρ
em g.cm
-3
, 3,27x10
-3
é um fator para conversão de
unidades e a massa equivalente (EW) é dado em g. A massa equivalente do elemento é a massa
molar dividida pela valência da reação, que é o número de elétrons envolvidos na reação
eletroquímica (KAEFER, 2004). Na liga de composição nominal Ni80-Cr-20, seria determinado
através da equação:
1
.
%
.
%
.
%
.100
−
+
+
=
Fe
Fe
Cr
Cr
Ni
Ni
Nox
MA
Fe
Nox
MA
Cr
Nox
MA
Ni
EW
Eq. 14
Onde %Ni é percentual de Niquel na liga, MA
Ni
é a massa atômica do níquel, N
oxNi
é o
número de oxidação (ou valência da reação) do níquel, %Cr é percentual de cromo na liga, MA
Cr
é a massa atômica do cromo, N
oxCr
é o número de oxidação do cobre, %Fe é percentual de ferro
na liga, MA
Fe
é a massa atômica do ferro e N
oxFe
é o número de oxidação do ferro.
2.2.2.2 – Ensaio de corrosão por perda de massa
Um tipo de ensaio por perda de massa é o ensaio de imersão em laboratório, no qual é
feita uma medida da diferença entre a massa original de um corpo de prova e sua massa após a
exposição à corrosão. A taxa de corrosão uniforme (TC), usualmente expressa em mm/ano, pode
ser calculada a partir dos dados de perda de massa através da relação (NACE RP 0775, 2005):
20
ρ
..
1065,3
5
tS
M
TC
∆
×=
Eq. 15
Onde ∆M, a diferença de massa antes e após a exposição ao meio corrosivo, é dada em g;
S é a área exposta do corpo de prova, dada em mm
2
; t é o tempo de exposição em dias; ρ, a massa
específica do material do corpo de prova, em g.cm
-3
.
Para corpos de prova com forma cilíndrica, a área superficial pode ser determinada pela
equação
S = 2 π R
2
+ 2 π R h Eq. 16
Onde S é a área superficial do corpo de prova, e R e h são o raio e a altura do cilindro
respectivamente, considerando-se que a superfície que será corroída será apenas uma das
superfícies planas e as restantes ficarão isoladas do meio corrosivo, a área superficial para cálculo
da taxa de corrosão será a seguinte:
S = π R
2
Eq. 17
Segundo a norma NACE RP 0775 (2005), a corrosão uniforme pode ser classificada em
função da taxa de corrosão obtida a partir da equação 15, conforme a Tabela 3.
Tabela 4 - Classificação da Taxa de Corrosão Uniforme (NACE RP 0775, 2005).
Classificação Taxa de Corrosão (mm.ano
-1
)
Baixa < 0,025
Moderada 0,025 – 0,12
Severa 0,12 – 0,25
Muito Severa > 0,25
21
2.2.3 - Corrosão na indústria de produção de petróleo e gás
A produção de petróleo e gás, seu transporte e refino, e seu uso subseqüente como
combustível e matéria-prima de produtos químicos constituem um processo complexo e
necessário. Dos diversos problemas encontrados neste processo, a corrosão é o mais importante,
com elevado custo associado, principalmente quanto a: perda de produção, substituição de
material de construção e pessoal especializado atuando no controle da corrosão (DONHAM,
1987).
No ambiente peculiar das formações rochosas de produção de petróleo, os agentes
corrosivos limitam-se a dióxido de carbono (CO
2
), gás sulfídrico (H
2
S), salinidade (cloretos e
polissulfetos), ácidos orgânicos e enxofre elementar (DUNLOP, 1987; STONE, 1987). Outras
peculiaridades deste ambiente são as temperaturas e pressões extremas encontradas. Uma
variedade de fluidos contaminados com este gás pode ser introduzida no ambiente geológico
originalmente isento de oxigênio. Por exemplo: fluidos de perfuração; água injetada para
recuperação secundária de óleo; vazamentos em vedações de bombas (DUNLOP, 1987).
Os fluidos produzidos em reservatório de petróleo variam de gases não corrosivos a
salmouras extremamente corrosivas. A quantidade de água presente nos fluidos produzidos pode
variar de 1 a 99% (STONE, 1987). O dióxido de carbono, assim como o gás sulfídrico, quando
dissolvidos na água presente no fluido recuperado do reservatório de petróleo, tornam o ambiente
fracamente ácido e, portanto, corrosivo (ANDRADE & MAGALHÃES, 1996; DUNLOP, 1987).
Outras características destes fluidos que contribuem para a aceleração do processo
corrosivo são: presença de sólidos em suspensão e velocidade de escoamento elevada, cuja
combinação de ambos resulta em abrasão e retirada dos filmes protetores, oriundos dos produtos
de corrosão, que se depositam sobre as superfícies metálicas (ANDRADE & MAGALHÃES,
1996; STONE, 1987; LANDOLT et al., 2004).
22
2.2.3.1 - Oxigênio Dissolvido
Apesar de não estar normalmente presente a profundidades maiores que 100 metros
abaixo da superfície do solo, o oxigênio é, não obstante, responsável por grande parte do
processo corrosivo encontrado na produção de óleo e gás. Entretanto, problemas de corrosão
interna causada pelo oxigênio são maiores na produção de óleo, onde a maior parte do processo
ocorre a pressões próximas da atmosférica, permitindo a contaminação com oxigênio através de
selagem de bombas com vazamento e suspiros de processo. Diversas características do oxigênio
contribuem para que o mesmo seja único como um agente corrosivo. O oxigênio é um forte
oxidante, sendo prejudicial mesmo em baixíssimas concentrações. Além disso, a cinética da
redução do oxigênio na superfície de um metal ou óxido condutor é relativamente rápida. Tudo
isso, aliado à baixa solubilidade do oxigênio em água ou salmoura, tende a gerar condições nas
quais o transporte de massa de oxigênio se torne o processo limitante na corrosão de ligas
metálicas, como o aço carbono, em meios não-ácidos (DUNLOP, 1987).
2.2.3.2 - Gás Carbônico
O dióxido de carbono (CO
2
) é um gás ácido fraco e se torna corrosivo quando dissolvido
em água. Entretanto, o CO
2
deve primeiro hidratar-se em ácido carbônico (H
2
CO
3
), numa reação
relativamente lenta, antes de se tornar ácido (DUNLOP, 1987). Os efeitos da velocidade do
escoamento são muito importantes em sistemas que contenham CO
2
. Velocidades maiores
usualmente significam maior turbulência e mistura mais efetiva na solução. Sem filmes
protetores, o escoamento turbulento acelera o transporte de espécies químicas, o que pode resultar
num aumento da taxa de corrosão. A turbulência também dificulta a precipitação de filmes
protetores oriundos do produto de corrosão do metal. Em velocidades muito altas, o escoamento
pode até mesmo remover mecanicamente os filmes protetores já depositados, aumentando a taxa
de corrosão (LEE, 2004).
23
2.2.3.3 - Gás Sulfídrico, Enxofre e Polissulfetos
Quando dissolvido em água, o gás sulfídrico tem ação ácida fraca por ser uma fonte de
íons H
+
. Na ausência de íons neutralizantes, a água em equilíbrio com 1 atm de H
2
S tem um pH
em torno de 4. Porém, nas condições de altas pressões encontradas nos reservatórios subterrâneos
de petróleo, valores de pH em torno de 3 também já foram calculados. Em fase aquosa sob
condições ácidas, sulfanos (formas livres e ácidas de polissulfetos) são largamente dissociados
em H
2
S e enxofre elementar. Entretanto, espécies fortemente oxidantes podem permanecer tanto
como íons polissulfetos quanto traços de sulfanos e atuam de maneira significativa nas reações de
corrosão. A contaminação com oxigênio de sistemas contendo H
2
S pode também resultar na
formação de polissulfetos (DUNLOP, 1987).
2.2.3.4 - Caracterização da água produzida em campos de petróleo
Além dos hidrocarbonetos, é bastante comum a produção de água em reservatório de
petróleo. A quantidade de água produzida vai depender das condições em que ela se apresenta no
meio poroso do reservatório. A água produzida pode ter origem em acumulações de água
chamadas aqüíferos, que podem estar adjacentes às formações portadoras de hidrocarbonetos, ou
pode ser devida à água injetada para aumento da recuperação de óleo (THOMAS, 2001). Ainda
que a composição dessas águas subterrâneas varie de uma locação a outra, a concentração de
espécies dissolvidas geralmente aumenta com a profundidade. Sua composição é complexa,
sendo freqüentemente uma mistura dos íons sódio (Na
+
), cálcio (Ca
2+
), magnésio (Mg
2+
), cloreto
(Cl
-
), sulfato (SO
4
2-
) e bicarbonato (HCO
3
-
), bem como traços de outros íons (POLAN, 1987).
Historicamente, a principal finalidade das análises de água produzida em campo de
petróleo tem sido o estudo da corrosão, incluindo a monitoração e a predição deste fenômeno. O
conhecimento dos teores de oxigênio dissolvido, dióxido de carbono, ferro, manganês, sulfeto,
sulfato, bicarbonato, cloretos e pH da água tem sido importante ferramenta de monitoração e
prevenção (API RP 45, 1998). De acordo com o API RP 45 (1998), os sistemas a serem
amostrados devem estar operando em condições normais, a não ser que se deseje analisar o
sistema em condições anormais de operação. A análise imediata das amostras é ideal; a
24
estocagem a baixas temperaturas (em torno de 4
o
C) por menos de 24 horas é próxima do ideal,
mas nem sempre possível. Portanto, freqüentemente é necessária alguma medida de preservação
das amostras, caso a análise tenha que ser feita em local distante da coleta. Porém, mesmo as
melhores técnicas de preservação podem somente retardar alterações químicas ou biológicas que
acontecem após a coleta da amostra. Além disso, quase todos os agentes preservativos interferem
em alguns testes, logo, uma única amostra, normalmente, não pode ser utilizada para todas as
análises requeridas. Algumas propriedades e componentes da água produzida em campos de
petróleo mudam rapidamente e, portanto, devem ser determinadas o mais rápido possível no
campo. Tais propriedades e componentes são: pH, temperatura, turbidez, alcalinidade, oxigênio
dissolvido, CO
2
, H
2
S, ferro total e solúvel (Fe
2+
e Fe
3+
) e total de sólidos suspensos.
Para este material em questão, do ponto de vista da engenharia, a corrosão uniforme ou
corrosão generalizada é aceita e previsível por estar distribuída de maneira homogênea na
superfície do material. Já a corrosão localizada (por pite, intergranular, transgranular,) ou
corrosão associada a esforços mecânicos (sob fadiga, sob tensão e fragilização causada pelo
hidrogênio), menos previsível, é responsável por muitas falhas e conseqüentemente um
mecanismo de degradação que deve ser impedido.
A maioria das hastes utilizadas no campo de Carmópolis bem como as hastes em estudo
nesse trabalho são hastes que se enquadram na classe AISI-41XX (grau API D), um aço baixa
liga contendo cromo e molibdênio. É um material de grande resistência à tração e excelente
resistência à fadiga mecânica, porém pouco resistente à corrosão.
Algumas alternativas, para aumentar a vida útil das hastes, seriam utilizar hastes de grau
API K, que também são aços baixa liga, mas contêm níquel, o que confere uma melhor
resistência à corrosão, ou até mesmo, hastes de aço inoxidável. O grande inconveniente dessas
alternativas é o alto custo.
Esse trabalho tem como objetivo estudar uma opção menos onerosa, que é o revestir
hastes de aço-carbono baixa liga (grau D), com material nobre, liga de Ni-Cr 80-20, por aspersão
térmica.
25
2.3 – A liga Ni-Cr 80-20
A liga Ni-Cr 80-20 é uma liga de resistência elétrica que pode ser utilizada em
temperaturas de até 1150 ºC, e é altamente resistente à corrosão e oxidação. (ASM, 1973). Suas
propriedades mecânicas (dureza e módulo de Young) são bastante próximas das do aço-carbono.
SIDHU e PRAKASH, 2003 estudaram revestimento de Ni-Cr em tubos de aço de
aquecedores, revestidos por plasma spray, e também a evolução da oxidação do mesmo a 900 ºC
ao ar. Para isto aplicaram um revestimento com o pó Ni-20Cr-10Al-1Y de espessura aproximada
de 150 µm antes da aplicação final do revestimento de Ni-20Cr de aproximadamente 200 µm, e
caracterizaram este revestimento através de microscopia eletrônica de varredura (MEV).A Figura
8 (a e b) mostra a morfologia da superfície revestida e sua seção transversal. A Figura 8a mostra a
estrutura de duas fases.
Aqueles autores mediram a porosidade analisando a imagem baseado no ASTM B276 e
foi encontrado menos de 4%. A Figura 8b indica claramente o pré-revestimento com espessuras
medidas de 152 µm e 213 µm respectivamente. A partir das curvas de dureza, Figura 9 também
obtida por eles, encontrou-se uma dureza máxima da ordem de 900 HV.
Figura 8 - Foto de MEV mostrando a morfologia de revestimento de NI-20Cr (a) superfície, 350X e (b) seção
transversal, 250X. (SIDHU e PRAKASH, 2003)
26
Figura 9 - medidas de microdureza (HV) para diferentes aços, após revestimento de Ni-20%Cr por plasma
spray ao longo da seção transversal. (SIDHU e PRAKASH, 2003).
SIDHU e PRAKASH (2003) caracterizaram um revestimento de NiCr 80-20 depositado
pelo processo de aspersão térmica HVOF (High Velocity Oxy Fuel) em fios de superligas a base
de níquel e ferro para aplicações em sistemas de conversão de energia. O revestimento foi
caracterizado com relação a sua microestrutura, porosidade, microdureza e formação de fases
usando técnicas de microscopia ótica, difração de raios-X (DRX) e microscopia eletrônica de
varredura (MEV) e concluíram que:
A liga Ni-Cr com a composição de 80% de níquel e 20% de cromo foi depositada com
sucesso por HVOF com espessuras de 200 a 250µm em substrato de superligas a base de
níquel e ferro.
Nas condições de aspersão estudadas, alta proporção de Ni-20%Cr foi totalmente fundida
antes do impacto no substrato levando a um revestimento denso com microestrutura próxima
de lamelar uniforme com porosidade menor que 1%.
O revestimento apresentou durezas elevadas, na ordem de 600 a 630HV, e quase uniforme ao
longo da seção transversal para todos os substratos.
A difração de raios-X revelou a presença de níquel como a fase predominante na estrutura do
revestimento.
SUBSTRATO
DISTÂNCIA DA INTERFACE (
µ
µµ
µ
m)
MICRODUREZA (HV)
27
Para combinar a boa resistência à corrosão da liga NiCr com a alta resistência à abrasão
do WC-Co, tem-se utilizado revestimentos produzidos com mistura dos dois componentes através
de aspersão térmica. Segundo GODOY et al. (2004), um estrito controle da microestrutura desse
revestimento foi importante para se obter uma boa resistência à corrosão.
Os revestimentos metálicos à base de NiCr estão entre os materiais com melhor
desempenho, quando submetidos à erosão em ângulos de ataque favoráveis a materiais metálicos
(em altos ângulos de ataque menor é o desgaste erosivo). Esta tendência pode ser atribuída a sua
microestrutura após a deposição (estrutura lamelar fina, distribuição homogênea das fases – que
depende do tamanho das partículas antes da deposição), bem como a microdureza dos
revestimentos. Além disso, não se pode deixar de destacar que esta combinação de Ni e Cr
promove elevada resistência à oxidação e, pelo que se tem de conhecimento da teoria, suportaria
até temperaturas da ordem de 1200ºC, porém na prática são usados até temperaturas de 800ºC
(JULIANE et al., 2007).
Revestimentos compósitos têm sido utilizados para aumentar a vida útil de um
componente ou ainda permitir a operação em condições mais severas ao proteger a superfície
contra a erosão. A idéia de um revestimento compósito de matriz metálica reforçado por
particulados de alta dureza é uma conseqüência natural dos estudos envolvendo erosão de
materiais. Os cermets (carbetos cerâmicos em matrizes metálicas) são os mais empregados,
podendo ser citados: WC-Co, ligas self-fluxing a base de níquel (NiCrSiB), Cr
3
C
2
/TiC-Ni, CrMo,
WC-Ni e Cr
3
C
2
-NiCr, entre outros. Entre os materiais com melhor desempenho quando
submetidos à erosão, destacam-se os revestimentos do sistema NiCr-Cr
3
C
2
.
Esta tendência pode
ser atribuída a sua estrutura lamelar fina, distribuição homogênea das fases duras, bem como a
elevada microdureza dos revestimentos. VICENZI et al. (2007) estudaram o desgaste erosivo de
revestimentos termicamente aspergidos por HVOF e plasma spray de NiCr-Cr
3
C
2
.
A partir da Figura 10 é possível constatar uma forte tendência de aumento da taxa de
erosão com o acréscimo da porosidade, destacando-se os revestimentos aspergidos por HVOF (de
menor porosidade) dos aspergidos por plasma spray (de maior porosidade). Para porosidades
28
inferiores a 4%, não há grandes diferenças na taxa de erosão, a partir da escala utilizada no
gráfico da Figura 11. Em contrapartida, acima deste valor, pode-se observar que o aumento da
porosidade tende a incrementar a taxa de desgaste erosivo dos revestimentos. Pode-se supor que a
porosidade diminui os pontos de contato entre as lamelas, facilitando o desprendimento do
material durante a erosão.
Figura 10 - Micrografia de um revestimento de NiCr 80-20 depositado pelo processo de aspersão térmica
HVOF (ASM, 2004).
29
Figura 11 - Variação da taxa de erosão, em perda de volume por massa de erodente impactada, em função da
porosidade e parametrizada pelo ângulo de ataque do erodente e tipo de revestimento (VICENZI et al., 2007).
2.4 – Processo de revestimento por Aspersão Térmica
O revestimento torna-se necessário para materiais submetidos a desgaste abrasivo e/ou
corrosivo, em muitas situações de uso. O revestimento deve ser escolhido conforme a demanda
tribológica do meio, e atualmente, dispõe-se de uma ampla faixa de materiais e processos para
atenderem os requisitos necessários. Por meio de processos de revestimento, como os por
aspersão térmica, obtêm-se a diminuição do desgaste e da corrosão, prolongando-se,
consideravelmente, a vida útil de equipamentos, pelo uso de materiais de alto desempenho, sobre
um metal base de baixo custo (ASM, 1992). As áreas de aplicação dos processos de
revestimentos podem ser categorizadas dependendo da demanda, conforme segue abaixo:
• Resistência ao desgaste;
• Resistência à oxidação;
• Resistência à corrosão;
• Recuperação de dimensional;
• Barreiras térmicas;
30
• Resistividade ou condutibilidade elétrica;
• Biomédica.
Diversos processos de revestimento foram criados a fim de atender tais demandas. São
listados em seguida os vários processos de revestimentos utilizados:
• Deposição Física a Vapor - PVD (Physical Vapor Deposition)
;
• Deposição Química a vapor - CVD (Chemical Vapor Deposition)
• Níquel químico
• Polímeros (teflon, eva, nylon)
• Revestimentos orgânicos (tintas e vernizes)
• Eletrodeposição (cromo duro, cromo decorativo, cobreamento)
• Soldagem
• Imersão a quente ou imersão em banho fundido
• Deposição por explosão e colaminação (Clading)
• Tratamentos termoquímicos (Nitretação, Cementação e Boretação)
• Aspersão térmica
o Plasma de arco transferido ou não transferido
o Plasma spray
o D gun
o Arco elétrico
o Oxi acetileno pó (com e sem fusão posterior)
o Oxi acetileno arame
o HVOF (High Velocity Oxy Fuel)
o HVAF (High Velocity Air Fuel)
o Cold Spray
Dentre os vários processos citados acima, destacamos a aspersão térmica devido as
seguintes características:
31
• Facilidade de preparação de grandes peças com geometrias complicadas, baixo custo, e altas
taxas de deposição de material.
• Possibilidade de se revestir componentes e peças no próprio local de trabalho com pouca ou
nenhuma desmontagem dos componentes.
• Possibilidade de aplicação de diversos tipos de materiais como cerâmicas, metais, “cermets”
(misturas de materiais cerâmicos com metais aplicados em forma de pó) ou polímeros com baixo
aporte de calor na peça revestida (ASM, 1992).
Aspersão térmica é o termo genérico usado para o conjunto de processos de
recobrimentos, nos quais, o material de revestimento é aquecido ou fundido rapidamente por
meio de combustão, arco elétrico ou plasma, e simultaneamente projetado por gases sob pressão a
altas velocidades sobre um substrato preparado (TAN et al., 1999). Ao se chocarem contra a
superfície, as partículas achatam-se e aderem ao material base ou sobre as partículas já existentes,
originando-se assim uma camada de estrutura típica. Estas camadas são constituídas de pequenas
partículas achatadas em direção paralela ao substrato, com estrutura lamelar contendo inclusões
de óxidos, vazios e porosidade, apresentando uma estrutura diferente dos obtidos pelos demais
processos de revestimentos metálicos (AWS, 1985). Na Figura 12 é mostrado um esquema
simplificado do processo de aspersão térmica.
Figura 12 - Esquema do processo de aspersão térmica (ASM, 2004).
O sucesso no uso de revestimentos aspergidos termicamente depende basicamente de sua
aplicação cuidadosa, segundo procedimentos bem estabelecidos. Qualquer desvio destes
32
procedimentos leva, em geral, a resultados não confiáveis. Os revestimentos termicamente
aspergidos apresentam três aspectos básicos: o substrato, a aderência e coesão do revestimento e
a estrutura deste. (PADILHA, 2005)
Geralmente, quanto maior a velocidade de aspersão das partículas, maior a adesão, menor
a porosidade e a quantidade de óxidos contidos no revestimento. Durante a aspersão pequenas
partículas de um material, aspergido por uma pistola, atingem o substrato e aderem ao mesmo, a
adesão é mecânica, não é metalúrgica nem química. A temperatura do substrato varia de 365 –
530 K. (KAHRAMAN et al., 2002)
Uma grande quantidade de materiais incluindo a maioria dos metais e suas ligas, materiais
cerâmicos, carbonetos, boretos e hidretos, sob forma de pó ou arame, podem ser depositados por
aspersão térmica. Os processos de aspersão térmica são classificados em função dos métodos de
geração de energia, conforme mostrado na Tabela 4.
Tabela 5 - Processos de aspersão térmica (AWS, 1985).
Grupo 1
Combustão
Grupo 2
Elétrico
Chama Plasma
Detonação Arco
A técnica apresenta um longo histórico, tendo se iniciado com trabalhos realizados no
final do século XIX. A primeira aplicação industrial é atribuída a Schoop, na Suíça, que em 1910
desenvolveu dispositivo para fundir zinco e estanho, e projetar o metal fundido por meio de ar
comprimido (TAN et al., 1999).
Em 1940, foi desenvolvido um novo tipo de pistola que utilizava o calor gerado por um
arco voltaico entre as pontas de dois arames para a fusão do metal do revestimento. O
desenvolvimento da técnica de aplicação por arco a plasma e também da técnica de deposição de
33
pó por detonação, ocorreu no final da década de 50. No início dos anos 80, foi desenvolvido o
processo de aspersão oxi-combustível de alta velocidade conhecido como HVOF (High Velocity
Oxi-Fuel) (PAWLOWSKI, 1995). A partir da década de 90, ocorreu um grande avanço na
indústria de equipamentos e de materiais para aspersão térmica e, o principal objetivo era
produzir equipamentos em que a velocidade das partículas aspergidas fosse cada vez maior, bem
como a utilização de gases de transporte que não contaminassem ou oxidassem as partículas após
a fusão. As necessidades tecnológicas e econômicas atuais têm contribuído para que o processo
de aspersão térmica apresente uma fase de desenvolvimento acelerado em diversos países. O
processo que era utilizado inicialmente para a proteção contra a corrosão, usando na maioria dos
casos materiais de baixos pontos de fusão como o zinco, teve seu uso bastante difundido para
outros campos de utilização, com a evolução das técnicas de aplicação como por exemplo, a
utilização de materiais cerâmicos, cermets, (carbonetos + metais), aços inoxidáveis, Al, ligas de
Ni e ligas de Co.
Segundo estimativas de 1999, o valor da indústria de projeção térmica, somente nos
Estados Unidos, foi estimado em 1,7-2,5 bilhões de dólares, dados que incluem desde o
equipamento (10-15%) e materiais (15-20%), até serviços (65-75%). Ainda não existe este tipo
de dados para a indústria européia, mas se sabe que o crescimento anual desta indústria na
Europa, centrando principalmente na Alemanha, alcança 5-8% anual. Na Europa há
aproximadamente cerca de 800 companhias que aplicam a projeção térmica em diversos campos,
como aviação, indústria de automóvel, do papel, indústria de vidro, de gás, de petróleo etc.
(SUEGAMA et al., 2002)
São apresentados resumidamente em seguida os três processos de aspersão térmica
escolhidos para serem estudados nesse trabalho:
2.4.1 - Aspersão térmica por chama oxi-acetilênica (flame spray)
Esta técnica utiliza o calor gerado pela combustão de uma mistura de gases (oxigênio-
acetileno ou oxigênio-propano) para fundir o material de deposição. Acetileno é o gás
combustível mais utilizado pelo processo de aspersão à chama devido à alta temperatura da
34
chama oxigênio-acetileno (3100
o
C). Os materiais para revestimento são fornecidos sob a forma
de pó ou arame e podem ser metais, ligas metálicas, materiais cerâmicos e alguns plásticos
(PAWLOWSKI, 1995). As pistolas de aspersão com alimentação a pó ou arame são
equipamentos simples, compactos e de baixo custo. No caso da utilização de pó, a chama é
utilizada tanto para fundir como para acelerar o pó contra o substrato. A qualidade desses
revestimentos pode ser bastante melhorada com o auxílio de ar comprimido para acelerar as
partículas e reduzir a temperatura na periferia da chama (AWS, 1985).
Uma maior eficiência nas deposições, utilizando pós metálicos, é obtida por meio da
utilização de materiais autofluxantes. Estes materiais têm pontos de fusão relativamente baixos e
requerem tratamentos térmicos após a aspersão (posterior fusão / difusão para o substrato) (LIMA
e TREVISAN, 2001). Os equipamentos de aspersão que utilizam arames (Figura 13) diferem dos
equipamentos a pó, pelo fato da combustão do gás ser usada somente para fundir o material. A
atomização e aceleração do material fundido para o substrato são realizadas por ar comprimido,
podendo se utilizar gás inerte a fim de reduzir o nível de óxidos no revestimento formado. As
velocidades das partículas situam-se em torno de 150-200 m/s, muito superiores às obtidas nos
sistemas a pó sem aceleração por ar comprimido (30 m/s). A energia cinética deste processo é
basicamente controlada pela pressão e pela vazão do gás de propulsão (LIMA e TREVISAN,
2001). A velocidade superior do processo de aspersão a arame resulta na formação de
revestimentos mais densos com menores níveis de porosidade e óxidos, se comparado ao
processo de aspersão a pó sem tratamento térmico posterior. As principais variáveis que devem
ser reguladas na técnica arame-chama são: pressão e vazão de ar comprimido utilizado para
atomizar e acelerar as partículas da fonte de calor até o substrato, velocidade de alimentação do
arame e, a vazão e pressão de acetileno e oxigênio para formar e manter a chama para a fusão do
material.
35
Figura 13 - Seção transversal da pistola de aspersão de arame por chama (KAEFER, 2004)
2.4.2 - Aspersão por arco elétrico (arc spray)
Este processo de aspersão utiliza um arco elétrico como fonte de calor para fundir o arame
de deposição. (KAEFER, 2004)
A Figura 14 mostra um esquema das instalações e da pistola utilizada no processo de
aspersão por arco elétrico. (KAEFER, 2004)
36
Figura 14 - Sistema de Aspersão por Arco Elétrico
No processo de aspersão térmica a arco elétrico dois eletrodos consumíveis de arame, que
se encontram inicialmente isolados um do outro, avançam continuamente para se encontrar em
um ponto onde uma diferença de potencial entre 18 e 40 volts é aplicada por meio dos bicos de
contato da pistola para os arames, iniciando um arco elétrico que funde suas pontas. O material
37
fundido é atomizado e propelido por meio de ar comprimido para o exterior da pistola sob a
forma de um jato sobre um substrato previamente preparado. Para aplicações especiais, gases
inertes como argônio e hélio podem ser usados ao invés de ar comprimido, com a finalidade de
reduzir a oxidação dos materiais dos revestimentos (LIMA e TREVISAN, 2001).
A diferença de potencial aplicada entre os eletrodos gera um arco, que funde o material.
As temperaturas geradas no arco elétrico são da ordem de 4.000 a 6.000ºC, o que faz com que as
partículas produzam, após o impacto com o substrato, interação metalúrgica, zonas de difusão ou
ambos. Estas reações localizadas formam pequenas zonas "soldadas", levando a um revestimento
com boa resistência adesiva e coesiva. Os aspectos atraentes na técnica a arco elétrico são
basicamente a alta eficiência e taxa de deposição, o que se torna bastante econômico para o
revestimento de grandes superfícies. Valores da ordem de 13,5 kg/h comparados a 1,8-9 kg/h
para a combustão com pó e 5,4 kg/h para a combustão com arame são reportados na literatura
(LIMA, 2001; KAEFER,2004).
A ausência de gases de combustão leva a uma redução do aquecimento do substrato, o que
é desejável para componentes onde é importante a minimização de deformação ou influência
sobre tratamentos já efetuados. As velocidades de partículas podem ser mais altas em relação aos
processos de revestimento oxi-acetilênicos convencionais (100-330 m/s) (LIMA e TREVISAN,
2001). O processo de revestimento por Arco elétrico proporciona maior repetibilidade nas
características dos revestimentos obtidos devido a maior simplicidade de ajustes. São ajustados
apenas: corrente elétrica, que é função da velocidade de alimentação do arame, tensão do arco, e
a pressão de ar.
2.4.3 - O processo de aspersão Oxi-Combustível à Alta velocidade (HVOF)
O processo HVOF é baseado em um sistema de combustão interna de alta pressão, similar
a uma miniatura de um propulsor de foguete. Combustível e oxigênio são misturados para
produzir um jato de gás supersônico que alcança 2000 m/s a 2800ºC. A Figura 15 ilustra o
equipamento de aspersão HVOF durante operação. Os combustíveis usados incluem querosene,
hidrogênio, propileno, propano, acetileno, metil-acetileno, propadieno e gás natural. Os materiais
38
a serem depositados, em forma de pó, são introduzidos no interior da chama, dentro do tubo de
saída dos gases e podem produzir revestimentos sobre uma variedade ilimitada de substratos
(THORPE et al.,2000). Ao atingirem o substrato, as partículas fundidas / semifundidas
deformam-se, espalham-se lateralmente, e solidificam-se rapidamente, para formarem as
microestruturas típicas dos revestimentos obtidos por aspersão térmica via HVOF. Este tipo de
revestimento consiste, portanto de muitas partículas lenticulares sobrepostas e conectadas. Isto
resulta nas características tribológicas de tais revestimentos diferindo significativamente daquelas
do substrato.
A ignição da combustão, o controle do gás, e da potência são muito simples neste sistema.
As taxas de fluxo dos dois fluidos principais são controladas por fluxômetros. Solenóides
operados eletricamente ativam o jato principal de combustão. O fluxo do pó é também controlado
eletricamente e as taxas de alimentação controladas automaticamente. São depositados por este
processo pós de: metais puros, ligas metálicas, carbonetos e alguns cerâmicos e plásticos.
As altas velocidades de partículas proporcionadas pelas pistolas HVOF têm provocado
discussões sobre a real necessidade de que as partículas estejam mesmo no estado líquido para
obterem-se revestimentos de alta qualidade. Admite-se que o impingimento da partícula contra o
substrato, ou contra as partículas já depositadas, possa levar a uma fusão superficial pela alta
deformação imposta às mesmas. A plastificação das partículas sem superaquecimento, ao invés
de sua fusão, tem sido considerada relevante de modo a minimizar as tensões residuais.
Processos mais recentes como o “Cold Spray” já utilizam somente a energia cinética para
a formação dos revestimentos, porém sua aplicação é restrita a ligas de baixos pontos de fusão.
39
Figura 15 - Processo de aspersão térmica HVOF em operação.
O processo de aspersão Oxi-Combustível à Alta Velocidade (HVOF) é baseado em uma
combinação de transferência de energia térmica e cinética, ou seja, a fusão e a aceleração de
partículas de pó, as quais são depositadas no substrato para formar o revestimento desejado.
(TAN et al., 1999)
Devido a alta velocidade e o alto impacto da aspersão do pó, o revestimento produzido é
menos poroso e tem uma maior resistência adesiva do que os produzidos por outros métodos. A
Figura 16 mostra características de revestimentos produzidos por HVOF comparado com outros
produzidos pelo processo padrão de plasma spray (TAN et al., 1999).
40
Figura 16 - Características de revestimentos produzidos por HVOF e Plasma Spray (TAN et al., 1999).
Desenvolvido como uma alternativa ao processo de aspersão D-Gun, o processo de
aspersão HVOF (High Velocity Oxy Fuel) atualmente vem substituindo em casos específicos de
aplicações de “cermets” o processo de aspersão a plasma e tornou-se um dos candidatos mais
promissores a substituir o processo de deposição eletrolítica de cromo duro.
Dos processos de aspersão térmica, o HVOF tem sido fortemente adotado em muitas
indústrias devido a sua flexibilidade e custo benefício. A Tabela 5 detalha possíveis aplicações de
revestimentos HVOF em vários tipos de indústria. (TAN et al., 1999)
Tabela 6 - Possíveis aplicações de revestimento por HVOF em várias indústrias (TAN et al., 1999).
DUREZA POROSIDADE
TEOR DE
ÓXIDO
RESISTÊNCIA
ADESIVA
MÁXIMA
ESPESSURA
41
Os revestimentos de Carboneto de Tungstênio com base cobalto e Carboneto de
Tungstênio base cobalto e cromo depositados por aspersão térmica (HVOF) têm se mostrado
promissores para substituição do processo de revestimento de cromo eletrolítico em componentes
de aeronaves, sendo alvo de pesquisas realizadas pelas forças armadas do Canadá e EUA (LEGG
et al., 1996; NATISHAN et al., 2000).
Estudos mostram que os revestimentos WC-12%Co depositado por HVOF em aço AISI
4340 apresentam melhores desempenhos quanto à fadiga e ao desgaste abrasivo se comparados
ao Cromo duro eletrolítico (NASCIMENTO et al., 2001), e que os revestimentos depositados por
HVOF apresentam maior resistência à corrosão quando comparado com outros processos de
aspersão térmica (SIDHU et al.,2006).
Os revestimentos por HVOF de Carbonetos de Cromo e Molibdênio em anéis de motores
diesel apresentam desempenhos até três vezes superiores ao cromo duro eletrolíticos
(RASTEGAR et al., 2001). O processo produz revestimentos de excelente qualidade com respeito
à porosidade, dureza, aderência, densidade e rugosidade (WANG et al., 1994), combinadas com
baixas tensões residuais (LIAO et al.,2000).
A indústria automotiva está ativamente engajada no desenvolvimento de aplicações
práticas de revestimentos aplicados por aspersão térmica em peças como cilindros, pistões, anéis
de pistões e válvulas. As condições de desgaste, corrosão e erosão a altas temperaturas a que são
submetidos tais componentes requerem materiais mais adequados a tal regime de funcionamento,
o que pode ser atendido por revestimentos específicos. A alta resistência à erosão-corrosão em
alta temperatura da liga Cr
3
C
2
-25NiCr, depositada por HVOF, em relação a outros cermets e
cerâmicas, tem sido estudada e relacionada à sua microestrutura, caracterizada por uma densa
rede de finos carbonetos de cromo (Cr
3
C
2
) e óxidos de cromo (Cr
2
O
3
) homogeneamente
distribuídos em uma matriz metálica, dúctil e resistente à corrosão constituída de NiCr (WANG
et al., 1994).
O processo HVOF é particularmente adequado para aplicação de revestimentos de
carbonetos (cermets) devido à sua baixa temperatura de chama e baixo tempo de permanência do
42
material na chama, em comparação com processos a arco elétrico e à plasma(WANG et al.,
1994). Os revestimentos apresentam maiores durezas e baixas quantidades de poros e óxidos,
combinadas com baixas tensões residuais nos revestimentos (LIAO et al.,2000).
Nos últimos vinte anos, novas composições de carbonetos têm sido utilizadas com
sucesso pelo processo de revestimento por aspersão térmica HVOF. Materiais como o WC-10Ni
e o WC-10Co-4Cr foram desenvolvidos para fornecer uma excelente combinação de resistência
ao desgaste e resistência à corrosão. Estes materiais agora estão sendo especificados para
aplicações críticas, como em componentes de trens de pouso de aeronaves (THORPE et al.,2000).
SCRIVANI et al (2001) citam que a técnica de HVOF (High Velocity Oxigen Fuel) deve
ser empregada para a obtenção de revestimentos muito duros, com excelente adesão e coesão,
baixa porosidade e elevada densificação. Já os revestimentos aplicados por arc spray também têm
sido utilizados, porém, este tipo de técnica gera um revestimento com lamelas de tamanho grande
e elevada porosidade, limitando seu desempenho (WANG e SEITZ, 2001).
2.4.4 – Preparação da superfície para a Aspersão Térmica
Para garantir uma aderência adequada dos revestimentos ao substrato deve-se ativar a
superfície para permitir que as partículas projetadas no momento do impacto fiquem totalmente
aderidas e livres de impurezas residuais. Esta ativação da superfície, chamada de preparação da
superfície, consta de três etapas:
- Limpeza (tipo Sa2; Sa2,5; Sa3, obtida por processos químicos, térmicos ou mecânicos);
- Rugosidade da superfície (obtida pelos processos de jateamento abrasivo ou mecânico);
- Preaquecimento (atingido por chama externa ou chama da própria pistola de aspersão).
A limpeza tem como objetivo reitirar impurezas presentes no substrato, deixando-o isento
de ferrugem, crostas de óxidos, graxa, óleo, tintas e de umidade. Estas impurezas devem ser
retiradas para não afetar a adesão da camada depositada ser realizada por diversos processos.
Entre os processos químicos, destaca-se a decapagem ácida; entre os térmicos, tem -se o
43
desengraxamento por vapor, e o cozimento em forno; entre os mecânicos destaca-se a abrasão
(KAEFER, 2004).
Os métodos de abrasão usados podem ser manuais ou mecanizados. Os manuais são
efetuados com escovas, martelos e lixas, e os mecanizados com raspadeiras, lixadeiras, politrizes
e jateamento.
Os padrões de limpeza exigidos pelas técnicas de aspersão térmica só são alcançados
através do jateamento abrasivo. Para tanto, partículas abrasivas, tais como granalha de aço ou
ferro, óxido de alumínio, entre outros, são projetadas até a superfície a ser limpa (KAEFER,
2004).
As classificações do acabamento final das superfícies por jateamento abrasivo são
definidas pela norma SIS 055900/67:
- Jateamento ligeiro: grau Sa1 (norma NACE 4);
- Jateamento comercial: grau Sa2 (norma NACE 3);
- Jateamento ao metal quase branco: grau Sa2,5 (norma NACE 2);
- Jateamento ao metal branco: grau Sa3 (norma NACE 1).
Após a limpeza do substrato é realizado um jateamento abrasivo ou usinagem com a
finalidade de facilitar o ancoramento mecânico das panquecas e eliminar os planos preferenciais
de cisalhamento que existem nas camadas depositadas devido à sua estrutura típica lamelar. Isto
ocorre porque estes processos tornam a superfície rugosa, dividindo, assim, as tensões em
pequenos componentes sobre as faces de cada pico da rugosidade que se anulam em virtude dos
sentidos opostos (KAEFER, 2004).
Os melhores abrasivos são à base de óxido de alumínio. Além disso, partículas com
formas angulares e pontiagudas tendem a arrancar o material da superfície jateada, originando
mais irregularidades e pontos de ancoramento favoráveis à aderência do material depositado ao
substrato. Ao contrário, partículas esféricas tendem a aplainar a superfície.
44
O grau de rugosidade necessário depende do material do revestimento, do processo de
aspersão e das condições de serviço da peça a ser revestida. Normalmente, trabalha-se com
rugosidades entre 2,5 e 13 mm. O valor da rugosidade é a média aritmética das medições
efetuadas através de um medidor de perfis.
O preaquecimento do substrato tem como objetivo proporcionar a queima e volatilização
de graxas, óleos e umidade retidos junto à superfície do metal. As temperaturas recomendadas
para melhorar a limpeza do substrato estão na faixa de 120 ºC. As temperaturas dependem ainda,
quanto às tensões térmicas residuais, da natureza dos materiais da camada e do substrato e de
suas propriedades físicas (condutividade térmica, dilatação).
O preaquecimento favorece a redução das tensões internas, que por sua vez influenciam
na aderência e coesão da camada. Quando as partículas se chocam com o substrato há um
resfriamento muito rápido, acompanhado da contração do material depositado. O substrato por
sua vez dilata-se (por estar frio) ao absorver a energia de impacto (cinética) contida nas
partículas, além daquela transferida pela chama ou plasma da pistola de aspersão. Em função
disso ocorrem tensões contrárias na interface substrato-camada, que podem ser reduzidas e
melhor distribuídas através do preaquecimento.
A presença de óxidos é uma característica dos revestimentos obtidos por aspersão térmica.
A oxidação dos revestimentos pode ocorrer durante o processo de aspersão (conforme Figura 17)
ou durante o período de serviço. Os óxidos causam baixa passividade e corrosão por frestas
(TOBE, 1998). A oxidação dos revestimentos, bem como a diminuição da estabilidade
eletroquímica do revestimento, associada a um ambiente corrosivo favorece o processo de
degradação dos mesmos durante trabalhos realizados em condições de desgaste, levando a falha
prematura do equipamento (KAEFER, 2004).
A formação de óxidos está relacionada com a atmosfera pela qual são transferidas e
depositadas as partículas fundidas ou superaquecidas no bico das pistolas de cada processo de AT
(PADILHA, 2005). As principais fontes de oxidação, que estão contidas na Figura 17, são:
45
1-
fonte de calor (arco elétrico)
2- gás de transporte
3- ar do meio ambiente que envolve a zona de transferência
4- ar do meio ambiente após deslocamento da pistola.
Figura 17 - Esquema das fontes de oxidação na Aspersão Térmica (PADILHA, 2005)
Todos os revestimentos obtidos por aspersão térmica possuem uma determinada
porosidade. Os tipos de poros podem ser classificados como:
- Poro fechado: está inteiramente dentro do revestimento;
- Poro aberto: um lado está dentro do revestimento e o outro aberto para o meio corrosivo;
- Poro passante: aqueles que se estendem desde o substrato até a superfície do revestimento
(TOBE, 1998)
A porosidade de um revestimento engloba tanto as cavidades isoladas (poros fechados)
quanto os poros passantes ou interconectados. Já, de acordo com o conceito de FRANT (1961),
46
porosidade refere-se somente aos poros passantes, pois são estes poros que deixam parte do
substrato exposto (KAEFER, 2004).
Para aplicações que envolvem corrosão, a porosidade passante é o principal fator a ser
considerado. Isto porque a existência de um caminho contínuo entre o meio corrosivo e o
substrato pode provocar uma falha prematura dos revestimentos galvanicamente de sacrifício
(KREPSKI, 1993). Além disso, a presença de vazios entre as lamelas do revestimento permite
que o meio corrosivo penetre até o substrato (TOBE, 1998).
Todos os revestimentos obtidos por aspersão térmica possuem uma determinada
porosidade, independente do processo utilizado. Esta porosidade não é função apenas da
composição e do tipo de processo utilizado (ASHARY e TUCKER, 1991), mas também está
relacionada com alguns parâmetros de deposição, tais como: temperatura da chama ou do arco
elétrico, gás de transporte, velocidade das partículas, distância da pistola ao substrato, ângulo de
aspersão e qualidade do substrato a ser revestido (ASHARY e TUCKER, 1991). Desta forma,
algumas otimizações dos parâmetros de deposição e inovações nos sistemas de aspersão têm sido
realizadas com o objetivo de eliminar a porosidade passante, pois quando a porosidade é passante
e interconectada tem-se uma redução da resistência à corrosão (KREPSKI, 1993; PETROBRAS
N-2568, 2004).
A porosidade afeta diretamente também a condutividade térmica e elétrica dos
revestimentos e diminui a coesão das camadas e a sua aderência ao substrato (KAEFER,2004).
Revestimentos obtidos por plasma possuem porosidade, geralmente, entre 5 e 15%. Já os obtidos
por detonação, a porosidade é inferior a 2% (ASHARY e TUCKER, 1991).
No estudo da corrosão de materiais revestidos por aspersão térmica, dois aspectos
precisam ser considerados: a resistência do substrato e a do revestimento à corrosão. Isto porque,
nos casos em que o meio consegue entrar em contato com o substrato, a resistência à corrosão
apenas do revestimento não é suficiente. O problema é ainda maior quando o substrato é
particularmente susceptível à corrosão localizada, tais como corrosão por pites ou por frestas
(ASHARY e TUCKER, 1991).
47
A selagem dos revestimentos é um meio de reduzir os efeitos da porosidade (KREPSKI,
1993). É realizada após a aspersão térmica e tem por objetivo vedar e impregnar os poros,
reduzindo, assim, a área exposta e minimizando a corrosão, em especial quando o depósito é
catódico em relação ao substrato (KAEFER,2004). Muitos selantes são simplesmente pinturas,
com partículas sólidas, altamente espessas ou resinas orgânicas de baixa viscosidade (KREPSKI,
1993).
Outro procedimento bastante utilizado para reduzir a porosidade é o “Shot Peening”. Este
processo consiste no jateamento do revestimento com granalhas esféricas. Além da significativa
diminuição da porosidade, o Shot Peening provoca um leve aumento da dureza superficial
(KAEFER,2004).
Em revestimentos processados por chama oxi-acetilênica e arco elétrico, a porosidade
tipicamente encontra-se num range de 3 a 5%, enquanto que revestimentos processados por oxi-
combustível, à alta velocidade, tem a porosidade reduzida para menos de 1% (FADHLI et al.,
2005).
2.5 – Caracterização do revestimento/substrato
2.5.1 – Propriedades mecânicas
Muitos materiais, quando em serviço, estão sujeitos a forças ou cargas. Em tais situações,
torna-se necessário conhecer as características do material e selecionar o revestimento adequado
de forma que qualquer deformação resultante não seja excessiva e não ocorra a fratura. Algumas
propriedades mecânicas importantes para revestimento metálico são tratadas a seguir:
2.5.1.1 – Modulo de Elasticidade
O grau ao qual uma estrutura se deforma ou se esforça depende da magnitude da tensão
imposta. (CALLISTER, 2002) Para a maioria dos metais que são submetidos a uma tensão de
48
tração em níveis relativamente baixos, a tensão e a deformação são proporcionais entre si, de
acordo com a relação:
σ = E Є Eq. 18
Onde:
σ = tensão (forca por unidade de área)
Є = deformação (percentual do comprimento original que foi deformado)
Esta relação e conhecida como a Lei de Hooke, e a constante de proporcionalidade E (GPa ou
psi) e o modulo de elasticidade, ou modulo de Young. Para a maioria dos metais típicos, a
magnitude desses módulos varia entre 45GPa, para o magnésio, e 407 GPa, para o tungstênio. O
valor do modulo de elasticidade é primordialmente determinado pela composição do material e é
apenas indiretamente relacionado com as demais propriedades mecânicas (VLACK, 1970)
O processo de deformação no qual a tensão e a deformação são proporcionais é chamado
de deformação elástica; um gráfico da tensão (ordenada) em função da deformação (abscissa)
resulta em uma relação linear. A inclinação (coeficiente angular) deste segmento linear
corresponde ao modulo de elasticidade E. Esse módulo pode ser considerado como sendo uma
rigidez, ou uma resistência do material a deformação elástica.
Em uma escala atômica, a deformação elástica macroscópica e manifestada como
pequenas alterações no espaçamento interatômico e na extensão de ligações interatômicas. Como
conseqüência, a magnitude do modulo de elasticidade representa uma medida da resistência à
separação de átomos adjacentes, isto e, as forcas de ligação interatômicas.
O módulo de elasticidade de um revestimento processado por aspersão térmica é um
pouco diferente quando comparado ao do substrato devido a sua microestrutura peculiar e não
homogenia. O módulo de elasticidade de revestimentos processados por aspersão térmica
depende do método como é medido. Hyung-Jun Kim e Young-Gak Kweon estudaram a
determinação do módulo de elasticidade de vários revestimentos metálicos, cerâmicos e metal-
49
cerâmicos (cermets) processados por aspersão térmica à plasma, utilizando indentação Knoop
que considera o seu comportamento elático anisotrópico (KIM e KWEON, 1998)
A Tabela 7 apresenta propriedades mecânicas do aço carbono utilizado nas hastes de
bombeio API 11B Grau D e do NiCr, utilizado como revestimento, obtidas na literatura. Observa-
se que a liga NiCr 80-20 tem propriedades muito próximas das do aço carbono série 4140,
considerando as duas ligas recozidas.
Tabela 7 - Propriedades mecânicas das ligas de aço carbono e Ni-Cr 80-20 (ASM, 1973; CALLISTER, 2002).
PROPRIEDADE MECÂNICA
MATERIAL
Limite de
Escoamento (MPa)
Limite de resistência
à Tração (MPa)
Módulo de
Elasticidade (GPa)
Liga de aço carbono 4140
recozida (a 815ºC)
417 655 207
Liga de aço carbono 4140
normalizada (a 870ºC)
655 1020 207
Liga Ni-Cr 80-20
(recozida)
414 690 214
A composição química e as propriedades mecânicas das hastes API 11B D, conforme
catálogo do fabricante do Tenaris Confab estão apresentadas nas Tabelas 8 e 9:
Tabela 8 - Composição Química das Hastes API 11B D da Tenaris Confab.
C Mn P S Mo Si Ni Cr Cu
0,40 a
0,45
0,75 a
1,00
0,025
máx
0,025
máx
0,15 a
0,25
0,15 a
0,35
0,25
máx
0,80 a
1,10
0,25
máx
50
Tabela 9 - Propriedades Mecânicas das Hastes de Bombeio API 11B D da Tenaris Confab.
PROPRIEDADE MECÂNICA VALOR
Limite de Escoamento (MPa) 586 min.
Limite de Resistência à Tração (MPa)
794 a 966
2.5.1.2 – Dureza
Outra importante propriedade mecânica, a dureza é uma medida de resistência de um
material a uma deformação plástica localizada. Os primeiros ensaios de dureza eram baseados em
minerais naturais, com uma escala construída unicamente em função da habilidade de um
material em riscar um outro mais macio. Foi desenvolvido um sistema, um tanto qualitativo, e um
tanto arbitrário, de indexação da dureza conhecido por escala de Mohs, que varia entre 1, na
extremidade macia da escala, para o talco, até 10, para o diamante. Técnicas quantitativas para
determinação da dureza foram desenvolvidas ao longo dos anos, nas quais um pequeno
penetrador é forçado contra a superfície de um material a ser testado, sob condições controladas
de carga e taxa de aplicação. Faz-se a medida da profundidade ou do tamanho da impressão
resultante, a qual por sua vez é relacionada a um número índice de dureza; quanto mais macio o
material, maior e mais profunda é a impressão e menor é o número índice de dureza. As durezas
medidas são apenas relativas, e deve-se tomar cuidado ao se comparar valores determinados
segundo técnicas diferentes.
Os ensaios de dureza são realizados com mais freqüência do que qualquer outro ensaio
mecânico por diversas razões:
a) Eles são simples e baratos – normalmente, nenhum corpo de prova especial precisa ser
preparado, e os equipamentos de ensaio são relativamente baratos.
b) O ensaio é não-destrutivo
c) Outras propriedades mecânicas podem, com freqüência, serem estimadas a partir de dados
obtidos por ensaios de dureza, tais como limite de resistência à tração e módulo de
elasticidade, correlação que será abordada nesse estudo.
51
A seguir detalharemos alguns ensaios de dureza mais utilizados:
2.5.1.2.1 – Ensaio de dureza Rockwell
Os ensaios Rockwell constituem o método mais comumente utilizado para medir dureza,
pois são muito simples de executar e não exigem qualquer habilidade especial. Diversas escalas
diferentes podem ser utilizadas a partir de combinações possíveis de vários penetradores e
diferentes cargas, as quais permitem o ensaio de virtualmente todos os metais e ligas, desde os
mais duros até os mais macios (ASTM E18, 2007).
Nesse ensaio o índice de dureza é determinado pela diferença da profundidade de
penetração resultante da aplicação de uma carga inicial menor seguida de uma carga maior
principal. A utilização de uma carga menor aumenta a precisão do ensaio. Os penetradores
podem ser bolas esféricas endurecidas, ou um penetrador cônico de diamante (brale), para
materiais mais duros (ASTM E18, 2007).
Cada escala desse ensaio é representada por uma letra do alfabeto. Ao especificar dureza
Rockwell, deve-se identificar o número do índice de dureza seguido pelo símbolo HR e da
identificação da escala, por exemplo, 80 HRB, dureza Rockwell 80 na escala B. Para cada escala,
a dureza pode variar até 130; contudo, à medida que os valores de dureza se encontram acima de
100 ou caem abaixo de 20 em qualquer escala, eles se tornam muito imprecisos; e uma vez que as
escalas apresentam alguma superposição, em tais casos, é melhor utilizar a próxima escala mais
dura ou mais macia, conforme seja o caso.
Imprecisões podem ocorrer também quando o corpo de prova do ensaio é muito fino, se
uma impressão é feita muito próxima à aresta da amostra, ou se são feitas impressões muito
próximas uma da outra. A espessura do corpo de prova deve ser pelo menos dez vezes a
profundidade da impressão, bem como a distância da impressão para a aresta ou outra impressão
deve ser de pelo menos três vezes seu diâmetro.
52
2.5.1.2.2 – Ensaio de dureza Brinell
Nesse ensaio, um penetrador esférico e duro é forçado contra a superfície do metal a ser
testado. O diâmetro do penetrador é de 10 mm. As cargas padrões variam entre 500 e 3000 kg,
em incrementos de 500 kg. Materiais mais duros exigem cargas aplicadas maiores. O índice de
dureza Brinell, HB, é uma função tanto da magnitude da carga como do diâmetro da impressão
resultante. Esse diâmetro é medido com um microscópio especial de baixa potência, utilizando
uma escala que está gravada na sua ocular. O diâmetro medido é então convertido ao número HB
apropriado com o auxílio de um gráfico; com essa técnica, emprega-se apenas uma escala
(ASTM E10, 2007).
As exigências de espessura máxima do corpo de prova, bem como a posição da
impressão, são as mesmas para os ensaios Rockwell (ASTM E10, 2007).
2.5.1.2.3 – Ensaio de dureza Knoop e Vickers
Nesses ensaios um penetrador de diamante, muito pequeno, com geometria piramidal, é
forçado contra a superfície do corpo de prova. As cargas aplicadas são muito menores que as
aplicadas nos ensaios Rockwell e Brinell, variando entre 1 e 1000g. A impressão resultante é
observada sob um microscópio e medida; essa medição é então convertida em um número de
índice de dureza. Os números de dureza Knoop e Vickers são designados por HK e HV,
respectivamente, e as escalas de dureza para ambas as técnicas são aproximadamente as mesmas.
Esses métodos são conhecidos como métodos de ensaio de microdureza com base na carga e no
tamanho do penetrador (ASTM E92, 2003; ASTM E384, 2006).
É muito conveniente poder converter a dureza medida em uma escala para aquela medida
por outro método. Porém, como a dureza não é uma propriedade bem definida dos materiais, e
devido às diferenças experimentais entre as várias técnicas, não foi desenvolvido um sistema
abrangente de conversão. Os dados de conversão foram obtidos experimentalmente, e os mais
confiáveis são para os aços para as escalas Knoop e Brinell, e também para duas escalas
Rockwell e a escala Mohs. Tabelas de conversão detalhadas para diversos outros metais e ligas
estão contidas na Norma ASTM E 140 “Standard Hardness Conversion Tables”.
53
Trakhtenberg et al (Rússia) fez um estudo para correlacionar microdureza, tensão interna
e módulo de elasticidade de revestimentos. De acordo com o trabalho é possível fazer uma
correlação de
microdureza com módulo de elasticidade, através de uma equação, apresentaram
erro de até 10% (TRAKHTENBERG et al., 2003).
Medidas de microdureza do substrato/revestimento foram feitas ao longo da seção
transversal de fios de superligas a base de ferro e níquel, com revestimento de Ni-Cr por HVOF.
A Figura 18 mostra uma função da microdureza em relação à interface
substrato/revestimento. As microdurezas do substrato e revestimento foram encontradas num
range de 252-294 HV e 600-630 HV, respectivamente. (SIDHU et al.,2006)
Figura 18 - Medidas de microdureza de liga de Ni-Cr depositadas por HVOF em diferentes superligas.
(SIDHU et al., 2006)
REVESTIMENTOS SUBSTRATO
DISTÂNCIA DA INTERFACE (µ
µµ
µm)
MICRODUREZA (HV)
54
2.5.1.3 - Aderência
Adesão do revestimento ao substrato é um importante parâmetro a ser considerado para o
uso de revestimentos por aspersão térmica durante as condições de carregamento termomecânico.
A indústria ainda necessita de um teste de adesão quantitativo cada vez mais simples,
reprodutível e representativo possível. A seguir detalharemos três tipos de testes de adesão com
suas respectivas limitações.
2.5.1.3.1 – Teste de adesão por tração
O teste de adesão por tração, amplamente utilizado como teste padrão, segue tanto a
Norma européia EN 582 (equivalente a norma internacional ISO 14916), quanto à norma
americana ASTM C 633.
Para realização do teste, um cilindro de geometria normalizada é revestido em uma das
faces plana, e em seguida, é unido a outro cilindro de mesmas dimensões (contraparte) em aço
1020, através de um adesivo à base de resina epóxi, e em seguida é levado à cura. Após a cura, a
amostra é submetida a progressivas cargas de tração até ocorrer a fratura. A adesão é
caracterizada pela resistência adesiva calculada pela divisão da máxima força normal necessária
para separar os dois cilindros, pela área da seção transversal do cilindro.
No teste de aderência por tração com o uso de adesivos, podem ocorrer diferentes
processos de fratura, pois a fratura pode ocorrer: i) no interior do revestimento por falha de
coesão, ii) no adesivo se a resistência de adesão e coesão do revestimento for equivalente ou
maior que a resistência do adesivo epóxi, iii) na interface revestimento-substrato em ideais
condições ou até, iv) numa combinação de dois ou três citados acima.
As principais limitações desse teste são: i) custo da preparação da amostra (corte,
polimento) e resina epóxi, ii) tempo de preparação (cura, alinhamento rigoroso do dispositivo de
fixação da amostra junto às garras do equipamento de tração), iii) resistência do epóxi que pode
55
ser maior que a resistência de adesão do revestimento no substrato e iv) porosidade do
revestimento, que pode invalidar o resultado devido à penetração do agente adesivo no
revestimento através da interface, modificando suas propriedades físicas (MAROT et al.,2006).
WANG et al (2004), em um trabalho realizado para examinar os fatores que influenciam
na aderência de revestimentos processados pelo método oxi-combustível a alta velocidade
(HVOF) utilizou o método de teste de adesão por tração, segundo a norma ASTM C-633-79. Foi
utilizado como adesivo uma resina epóxi disponível comercialmente fornecida pelo Instituto de
Desenvolvimento de resinas sintéticas de Xangai com uma resistência nominal de 70 Mpa. Para
quatro tipos de revestimento estudados, a resistência adesiva excedeu a resistência do adesivo.
(WANG, 2004)
2.5.1.3.2 – Teste de Cisalhamento (shear test)
O Shear test, como mostra a Figura 19, foi desenvolvido recentemente (MAROT et al.,
2006) para rápida determinação da adesão/coesão do revestimento no substrato sem a
necessidade de colar, e descreve melhor o modo de carregamento que é encontrado na maioria
das aplicações industriais.
56
Figura 19 - Princípio do teste de cisalhamento (shear test) (MAROT et al.,2006).
Nesse teste, uma amostra é submetida a uma carga de cisalhamento na direção paralela à
interface usando um prato rígido de metal como um punção pressionando o revestimento
enquanto um porta-amostra mantém o substrato fixo durante o teste. A carga é incrementada até
haver a delaminação do revestimento ou ocorrer uma falha. A força necessária para produzir a
falha é definida como a força de cisalhamento (shear force).
Três modos de falha podem ser observados. O primeiro corresponde à localização da
trinca na interface. Este é o caso ideal, quando a coesão do revestimento é maior que sua adesão
ao substrato. Nesta situação, a tensão de cisalhamento, associada à delaminação do revestimento,
isto é, a resistência ao cisalhamento, pode ser calculada. O segundo modo corresponde a um
modo misto de ruptura, que ocorre quando a resistência à adesão tem magnitude similar à
resistência a coesão. O terceiro modo geralmente ocorre quando a adesão é maior que a coesão do
revestimento.
Um das grandes vantagens desse teste é que as amostras não precisam de preparação
prévia. Entretanto, o teste apresenta várias limitações em relação ao cálculo das resistências ao
cisalhamento quando a fratura ocorre em modo misto ou puramente coesivo. Este teste é
recomendado para revestimentos com espessuras maiores que 150µm.
CARGA DE
TESTE
CÉLULA DE
CARGA
REVESTIMENTO
AMOSTRA
PORTA
AMOSTRA
PROCESSAMENTO
DE DADOS
PUNÇÃO
PRATO DE
METAL
57
2.5.1.3.3 - Indentação Interfacial
O teste de indentação interfacial foi utilizado pela primeira vez no final dos anos 80, e
desde então, tem sido aperfeiçoado, em particular para sua interpretação em termos de dureza
aparente da interface. Pesquisadores estão lutando para que esse teste seja, enfim, utilizado como
alternativa a outros testes.
O princípio do teste é a realização de indentações convencionais Vickers aplicadas em
cargas crescentes à interface do revestimento com o substrato num corte transversal, para que seja
iniciada e propagada uma trinca, conforme mostra a Figura 20. Em seguida é medida a dimensão
da marca formada (d) e da fissura (a).
Figura 20 - Esquema de teste de indentação interfacial (MAROT et al., 2006).
Após uma cuidadosa preparação da seção transversal da amostra, várias indentações são
realizadas na interface revestimento-substrato usando pequenos aumentos na carga da indentação.
Uma das diagonais do penetrador deve estar confundida entre a interface revestimento-substrato.
SUBSTRATO
REVESTIMENTO
CARGA DA INDENTAÇÃO
d
58
Os resultados são analisados de acordo com o modelo de determinação da tenacidade
aparente de conversão proposto por CHICOT et al (2005).
Este modelo analítico foi recentemente confirmado por LIU, 2005 usando simulação por
elementos finitos. A propagação da trinca interfacial foi simulada de forma a calcular a taxa de
energia desprendida e a correspondente dureza interfacial. Os resultados foram bons, e tiveram
um desvio máximo de 8% entre o modelo analítico e a simulação por elementos finitos.
KIM et al (2004) utilizou o modelo de determinação da tenacidade aparente, proposto por
Lesage e Chicot, para avaliar a aderência de revestimentos cerâmicos processados por aspersão
térmica à plasma (plasma spray), fazendo uma alteração na equação da tenacidade, levando em
consideração a razão da dimensão de x e y na indentação, conforme Figura 21. O resultado obtido
utilizando a equação modificada foi mais compatível do que com as outras equações em
revestimentos processados por aspersão à plasma porque a área de indentação no revestimento é
diferente da do substrato quando a carga é aplicada na interface. (KIM et al., 2004)
Figura 21 - Esquema geométrico de uma indentação na interface. (KIM et al., 2004)
MOHAMMADI et al (2006) estudaram as propriedades de adesão e coesão de
revestimentos de hidroxi-apatita processados por aspersão térmica à plasma (plasma spray) em
substrato de Ti-6Al-4V variando o nível de força do plasma e a distância da aspersão. Os
métodos de indentação Knoop e Vickers foram utilizados para calcular o módulo de elasticidade
(E) e a tenacidade à fratura (K
C
) respectivamente. O modelo, proposto por Lesage e Chicot foi
REVESTIMENTO
SUBSTRATO
59
utilizado para determinação da tenacidade aparente (K
CA
). A porosidade e a cristalinidade do
revestimento diminuiram com o aumento da força do plasma e da distância de aspersão, enquanto
que a microdureza, o módulo de elasticidade e a tenacidade à fratura (KC) aumentaram. O maior
valor de tenacidade aparente foi encontrado para o valor médio de porosidade e cristalinidade. A
resistência adesiva calculada através do teste de adesão por tração alterou da mesma maneira. Os
resultados indicaram que o método da tenacidade aparente pode ser utilizado para prever efeitos
de vários parâmetros nas propriedades adesivas de revestimentos processados por aspersão
térmica. (MOHAMMADI et al., 2006).
Em estudo realizado pelo Laboratório de Energia e Materiais (LEM) em Projeto com a
Petrobras/Cenpes, o método da indentação interfacial foi utilizado para verificar a tenacidade
aparente da interface em revestimentos NiCr obtidos por aspersão térmica pelos processos flame
spray, arc spray e HVOF, em substrato de aço-carbono. Foi verificado que a aderência do
revestimento em seu substrato depende da espessura, e que um revestimento mais espesso possui
uma maior resistência à propagação da fissura que um de menor espessura. Pôde-se ainda
observar dos resultados experimentais, que uma espessura de 300µm, comparado com a de
500µm, tem muito pouca diferenciação na aderência para os processos Flame Spray e Arc Spray.
2.5.2 – Propriedades físicas
A seguir são apresentadas algumas técnicas para caracterizar propriedades físicas de
materiais e revestimentos.
2.5.2.1 – Difração de Raios X
O fenômeno da difração ocorre quando uma onda encontra uma série de obstáculos
regularmente separados que são capazes de dispersar a onda e possuem espaçamentos
comparáveis em magnitude ao comprimento da onda. Além disso, a difração é uma conseqüência
de relações de fase específicas estabelecidas entre duas ou mais ondas que foram dispersas pelos
obstáculos.
60
Os raios X são uma forma de radiação eletromagnética que possuem elevadas energias e
curtos comprimentos de onda. Quando um feixe de raios X incide sobre um material sólido, uma
fração deste feixe se dispersa, ou se espalha, em todas as direções pelos elétrons associados a
cada átomo ou íon que se encontra na trajetória do feixe.
Uma técnica usual de difração emprega uma amostra pulverizada ou policristalina que
consiste em muitas partículas finas e aleatoriamente orientadas, expostas a uma radiação X
monocromática. Cada partícula de pó (ou grão) é um cristal, e a existência de um grande número
destes, com orientações aleatórias, assegura que pelo menos algumas partículas estejam
orientadas de forma apropriada, de tal modo que todos os possíveis conjuntos de planos
cristalográficos estarão disponíveis para difração.
O difratômetro é um aparelho usado para determinar os ângulos nos quais ocorre a
difração em amostras pulverizadas.
Difrações de Raios X de fios de Ni-20%Cr e fios de várias superligas revestidas de Ni-
20%Cr por HVOF são representadas nas Figuras 22 e 23 respectivamente. Em ambos os casos o
níquel é a fase predominante com picos de pequena intensidade de cromo. Picos de muito baixa
intensidade de óxido de cromo (Cr2O3) foram identificados na DRX do revestimento. Nenhuma
fase inter-metálica foi revelada. (SIDHU et al.,2006)
Figura 22 - DRX de um fio de Ni-20%Cr (SIDHU et al., 2006)
ÂNGULO DE DIFRAÇÃO (2θ
θθ
θ)
INTENSIDADE
(UNIDADE ARBITRÁRIA)
61
Figura 23 - DRX de fios de superligas revestidas por Ni-20%Cr por HVOF (SIDHU et al.,2006)
2.5.2.2 – Microestrutura
A microestrutura dos materiais pode ser analisada, dentre outros métodos, através da
microscopia, das quais destacamos a microscopia ótica e a microscopia eletrônica de varredura.
Normalmente, preparos de superfície cuidadosos e meticulosos são necessários para
revelar os detalhes importantes da microestrutura.
ÂNGULO DE DIFRAÇÃO (2
θ
θθ
θ
)
INTENSIDADE (UNIDADE ARBITRÁRIA)
62
2.5.2.2.1 – Microscopia Ótica
Através do microscópio, a microscopia ótica é utilizada para estudar a microestrutura dos
materiais. Sistemas ópticos e de iluminação são os elementos básicos do equipamento. Para os
metais, que são materiais opacos à luz visível, apenas a superfície do material está sujeita à
observação, e o microscópio ótico deve ser usado em uma modalidade de reflexão. Os contrastes
na imagem produzida resultam das diferenças na refletividade das várias regiões da
microestrutura. Essas análises são chamadas de metalográficas, pois os metais foram os primeiros
materiais a serem examinados utilizando-se essa técnica.
2.5.2.2.2 – Microscopia eletrônica de varredura (MEV)
O limite máximo para a ampliação possível de ser obtida com um microscópio ótico é de
aproximadamente 2000 diâmetros. Consequentemente, alguns elementos estruturais são muito
finos ou pequenos para permitir a observação através de microscopia óptica. Sob tais
circunstâncias, o microscópio eletrônico, que é capaz de ampliações muito maiores, pode ser
empregado.
Na microscopia eletrônica, uma imagem da estrutura a ser investigada é formada
utilizando-se feixes de elétrons em lugar de radiação luminosa. De acordo com a mecânica
quântica, um elétron a alta velocidade irá adotar características ondulatórias, possuindo
comprimento de onda inversamente proporcional à sua velocidade. Quando acelerado através de
voltagens elevadas, os elétrons podem adquirir comprimentos de onda da ordem de 0,003 nm. As
grandes ampliações e poderes de resolução desses microscópios são conseqüências dos curtos
comprimentos de onda dos feixes de elétrons.
Destacamos entre os vários tipos existentes (microscópio eletrônico de transmissão,
varredura, com sonda de varredura), o microscópio eletrônico de varredura (MEV).
63
Na microscopia eletrônica de varredura (MEV), a superfície da amostra a ser examinada é
rastreada com um feixe de elétrons, e o feixe de elétrons refletido (ou retroespalhado) é coletado
e então mostrado à mesma taxa de varredura sobre um tubo de raios catódicos (semelhante a uma
tela de TV). A imagem na tela representa as características da superfície da amostra. A superfície
pode ou não estar polida e ter sido submetida a ataque químico, porém ela deve, necessariamente,
ser condutora de eletricidade. São possíveis ampliações que variam entre 10 e mais de 50.000
diâmetros, da mesma forma que também são possíveis profundidades de campo muito grandes.
O revestimento processado por uma pistola movendo-se ao longo do substrato requer a
execução de vários passes para se adquirir a espessura desejada. Isto leva ao desenvolvimento de
uma estrutura de revestimento lamelar, que fica evidente nas Figuras 24 e 25 (MEV e
microscopia ótica, respectivamente). Algumas partículas parcialmente fundidas, inclusões e
porosidade são observadas na estrutura. (SIDHU et al.,2006)
64
Figura 24 - Microestrutura feita com MEV, da seção transversal de fio com revestimento de Ni-20%Cr em (a)
Superni 600 e (b) Superfer 800 H (SIDHU et al.,2006)
SUBSTRATO REVESTIMENTO
EPOXI
SUBSTRATO REVESTIMENTO
EPOXI
65
Figura 25 - Micrografia ótica de mostrando a morfologia da seção transversal de fio com revestimento de Ni-
20%Cr em (a) Superni 600 e (b) Superfer 601 (SIDHU et al.,2006)
POROSIDADE
SUBSTRATO
INTERFACE
INTERFACE
SUBSTRATO
66
BENHADDAD (2001) realizou micrografia de superfície de fratura de haste de bombeio
e verificou uma microestrutura de ferrita e perlita com várias inclusões dispersas na estrutura
(Figura 26). As inclusões foram analisadas como partículas de MnS. As inclusões foram
alongadas paralelamente ao comprimento da haste e continham várias micro-trincas.
Adicionalmente essas inclusões promoveram locais preferenciais para formação de corrosão por
pites no material (Figura 27).
Figura 26 - Inclusões em microestrutura de superfície de ruptura de haste de bombeio (BENHADDAD, 2001).
INCLUSÕES
67
Figura 27 - Pites no estágio inicial de ruptura de haste de bombeio (BENHADDAD, 2001).
2.6 - Planejamento de Experimentos
Planejamento de experimentos é uma ferramenta de grande utilidade em pesquisa, pois
fornece com uma menor quantidade de experimentos, uma maior quantidade de informações e de
indicações sobre a influência das variáveis e principalmente suas interações sobre a variável
dependente em estudo (BOX et al., 1978).
Um planejamento de experimentos consiste em testes para investigar um processo
produtivo ou um determinado sistema, no qual são alteradas as variáveis de entrada e observadas
as respostas obtidas, com objetivo de determinar as variáveis que mais influenciam no resultado
de um determinado processo. Esta metodologia, além de ser mais racional, possibilita economia
de tempo, material e recursos quando comparada a experimentos feitos por tentativa (BOX et al.,
1978).
Com o desenvolvimento dos recursos computacionais que também se tornaram mais
acessíveis, essa técnica passou a ser amplamente utilizada. Um planejamento deve passar por
várias etapas, sendo uma exploratória, uma de refinamento ou otimização e outra de análise
estatística dos resultados finais (BARROS NETO et al., 1995).
PITES
68
Na fase exploratória, empregam-se planejamentos fatoriais de dois níveis, os quais
permitem analisar quantitativamente a influência de uma ou mais variáveis sobre uma resposta de
interesse, bem como suas possíveis interações, com a execução de um número mínimo de
experimentos. Planejamentos desse tipo são de grande utilidade em investigações preliminares,
quando se deseja verificar se determinados fatores têm ou não influência sobre a resposta, e não
se está preocupado ainda com uma descrição muito rigorosa dessa influência (BARROS NETO et
al., 1995). São planejamentos de fácil execução e podem ser ampliados para formar um
planejamento mais sofisticado quando se deseja conhecer melhor a relação funcional existente
entre a resposta e os fatores.
Para executar um planejamento fatorial é necessário em primeiro lugar especificar os
fatores e os níveis que serão estudados, bem como selecionar a variável resposta. Os fatores, isto
é, as variáveis controladas pelo pesquisador, podem ser tanto quantitativas como qualitativas. Os
níveis são os valores dos fatores que serão empregados nos experimentos. Dependendo do
problema, podem existir mais de uma variável resposta, ou seja, resultado observado e analisado
no processo produtivo, quando submetido às condições experimentais dos fatores e níveis
selecionados.
Para estudar o efeito de qualquer fator sobre a resposta é preciso fazê-lo variar e observar,
a influência dessa variação no resultado. Isso implica na realização de ensaios em pelo menos
dois níveis desse fator. Desta forma, a execução de um planejamento fatorial, em que todas as
variáveis são estudadas em apenas dois níveis para K fatores (K variáveis controladas) será
necessário à realização de 2 × 2 × ...... ×2 = 2
k
ensaios diferentes, sendo denominado por isso de
planejamento fatorial 2
K
.
Tendo selecionado as variáveis importantes, os ensaios delineados por uma matriz de
experimento são executados e os registros das respostas, para todas as possíveis combinações dos
níveis e fatores, efetuados. Os resultados obtidos no planejamento são interpretados a partir do
cálculo dos efeitos dos fatores isolados (efeitos principais) e dos efeitos de interação entre os
fatores. Tanto os efeitos principais quanto os efeitos de interação são calculados a partir de todas
as respostas observadas. A existência de um efeito de interação significativo indica que estes
69
valores devem ser interpretados conjuntamente. Para tanto, traça-se um diagrama contendo as
respostas médias em todas as combinações de níveis das variáveis.
A otimização do processo empregando a técnica de planejamento experimental é feita pela
metodologia de superfície de resposta (BOX et al. 1978). Esta metodologia é constituída de duas
etapas distintas: modelagem e deslocamento. Essas etapas são repetidas tantas vezes quantas
forem necessárias, com o objetivo de atingir uma região ótima (máxima ou mínima) da superfície
investigada. A modelagem normalmente é feita ajustando-se modelos lineares ou quadráticos a
resultados experimentais obtidos no planejamento experimental. O deslocamento ocorre sempre
ao longo do caminho de ascensão máxima de um determinado modelo, que é a trajetória na qual a
resposta varia de forma mais pronunciada.
Num planejamento 2
2
, utilizando a técnica de análise de regressão linear múltipla e
adotando-se a metodologia da superfície de resposta, o modelo estatístico é dado pela seguinte
equação:
Y (x
1
, x
2
) =b
o
+b
1
x
1
+ b
2
x
2
+ b
12
(x
1
. x
2
) Eq. 19
Onde:
Y= variável dependente ou variável resposta; b= coeficientes de regressão;
x
1
, x
2
= variáveis codificadas.
Neste trabalho, esta técnica foi adotada para estudar a influência de alguns fatores que
interferem no desempenho de hastes de bombeio de petróleo. O objetivo principal desses testes
foi verificar o comportamento de hastes revestidas com NiCr, comparando com hastes sem
revestimento, submetidas às condições reais de operação em poços de petróleo.
70
3 - MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo são descritos os equipamentos e os parâmetros utilizados na aplicação do
revestimento NiCr por aspersão térmica, bem como a caracterização mecânica e microestrutural
do revestimento aplicado. São descritos os métodos empregados na caracterização dos fluidos
produzidos do campo de produção terrestre de petróleo no município de Carmópolis, Sergipe, o
planejamento dos ensaios de corrosão efetuados em laboratório, e do teste de campo com as
hastes revestidas.
3.1 – Revestimento das hastes por aspersão térmica
Para possibilitar o teste de campo, bem como a caracterização do revestimento/substrato,
31 hastes de bombeio foram revestidas por aspersão térmica pela empresa OGRAMAC
Metalização, situada em Campinas-SP. As 31 hastes de bombeio foram revestidas com NiCr
pelos processos de chama oxi-acetilênica (flame spray), arco elétrico (arc spray) e oxi-
combustível a alta velocidade (HVOF), sendo de 10 para cada processo e uma com os três
processos, para servir de matriz para corpos de prova.
A preparação da superfície foi via jateamento abrasivo com óxido de alumínio, utilizando
pistola da marca Jatomaq, modelo JAT-001. O Grau de limpeza obtido para todas as hastes foi o
Sa3 (jateamento ao metal branco de acordo com a NACE1). As rugosidades médias (Ry),
medidas com rugosímetro portátil, foram de 96,3 µm.
Revestimentos obtidos por aspersão térmica, em geral, possuem rugosidade superficial
bastante alta (KAEFER, 2004).
3.1.1 - Aspersão térmica por chama oxi-acetilênica (Flame spray)
No processo de aspersão térmica por chama oxi-acetilênica foi utilizada pistola da marca
Terodim, modelo 2000 e o material utilizado para o revestimento foi NiCr 80-20 em pó,
71
fabricante Praxair Surface Technologies, referência T-1262F. Os parâmetros de aspersão são
apresentados na Tabela 10.
Tabela 10 - Parâmetros utilizados na deposição por aspersão térmica da liga NiCr por chama oxi-acetilência.
DISTÂNCIA
(mm)
FLUXO DE
OXIGÊNIO
(L/min)
FLUXO DE
ACETILENO
(L/min)
FLUXO DE AR
COMPRIMIDO
(L/min)
150 32 68 40
Figura 28 - Revestimento de haste de bombeio por chama oxi-acetilência (flame spray).
3.1.2 - Aspersão por arco elétrico (Arc spray)
No processo de aspersão térmica por arco elétrico (arc spray) foi utilizada pistola TAFA
modelo 8850 e o material utilizado para o revestimento foi uma liga a base de Ni e Cr, em arame,
do fabricante Sandvik, referência ER-385. Os parâmetros de aspersão são apresentados na Tabela
11.
72
Tabela 11 - Parâmetros utilizados na deposição por aspersão térmica da liga NiCr por arco elétrico.
DISTÂNCIA
(mm)
CORRENTE
ELÉTRICA (A)
TENSÃO (V)
150 180 35
Figura 29 - Pistola de aspersão térmica por arco elétrico da Ogramac-SP.
73
Figura 30 - Equipamento de aspersão térmica por arco elétrico da Ogramac-SP.
3.1.3 - Aspersão térmica por HVOF
No processo de aspersão térmica por oxi-combustível a alta velocidade (HVOF) foi
utilizada pistola da TAFA modelo JP 5000 e o material utilizado para o revestimento foi NiCr em
pó, fabricante Praxair Surface Technologies, referência T-1260F. Os parâmetros de aspersão são
apresentados na Tabela 12.
Tabela 12 - Parâmetros utilizados na deposição por aspersão térmica da liga NiCr por oxi-combustível a alta
velocidade (HVOF).
OXIGÊNIO QUEROSENE AR COMPRIMIDO DISTÂNCIA
(mm)
PRESSÃO (PSI) VAZÃO (Gl/h) VAZÃO (L/min)
380 2025 5,75 25
PISTOLA
ARAMES DO
REVESTIMENTO
74
Figura 31 - Revestimento de haste de bombeio por HVOF
3.2 – Caracterização do revestimento/substrato
Visando a caracterização do revestimento/substrato, solicitou-se à empresa Ogramac
Metalização, para dividir uma haste, de 7/8”de diâmetro, em 3 (três) partes iguais e que cada uma
das partes fosse revestida por um dos 3 (três) processos de aspersão térmica (flame spray, arc
spray e HVOF). A partir dessa haste, foram confeccionados os corpos de prova com 100mm de
altura por 7/8 polegadas de diâmetro, que, posteriormente, tiveram as superfícies planas
preparadas para a realização dos ensaios de caracterização e metalografia na interface
revestimento/substrato (Figura 32). A espessura média dos revestimentos dos corpos de prova,
medida no Laboratório de Energia e Materiais (LEM) no ITP-UNIT, utilizando microscópio
ótico, foi de 100µm, 200µm e 150µm para cada um dos processos de aspersão térmica, flame
spray, arc spray e HVOF, respectivamente.
75
Figura 32 - Corpos de prova para caracterização das propriedades mecânicas e metalografia.
O preparo da superfície foi realizado no laboratório de Metalografia da PETROBRAS –
UN-SEAL/ENGP/EMI, em Aracaju-SE, utilizando o sistema MD da Struers. Iniciou-se com
lixamento, utilizando lixa abrasiva grana 250, em seguida foram realizados polimentos das
amostras com pó de diamante em suspensão de 9µm, 3µm e 1µm e por último de alumina em
suspensão de 0,02µm. Entre os polimentos as amostras foram lavadas em água corrente para
retirada de resíduo abrasivo. Ao final as amostras foram lavadas em água corrente, álcool e secas
em secador.
Figura 33 - Sistema de preparação de amostras MD da Struers
76
3.2.1 – Propriedades mecânicas
Foram feitas caracterização das seguintes propriedades mecânicas do
revestimento/substrato:
Módulo de Elasticidade
Dureza
Aderência
3.2.1.1 – Modulo de Elasticidade
O Módulo de Elasticidade do revestimento e do substrato foi medido utilizando um ultra-
microdurômetro da marca Shimadzu, modelo DUH-W201S, instalado no LEM – Laboratório de
Energia e Materiais, localizado no ITP – UNIT, em Aracaju-SE.
.
Figura 34 - Ultra-microdurômetro Shimadzu DUH-W201S
77
No ensaio com o ultra-microdurômetro, o módulo de elasticidade do revestimento e do
substrato é calculado após um teste de carregamento e descarregamento, no qual uma
determinada força é aplicada na amostra durante um intervalo de tempo, sendo retirada após esse
tempo. Esse teste permite calcular a deformação elástica e plástica da amostra.
Neste trabalho, a força aplicada nas amostras foi de 1961mN, com um tempo de aplicação
de 5 segundos à velocidade constante de carregamento de 70,6 nN/s, conforme Figura 35.
Figura 35 - Gráfico da Força x Tempo no teste de carga-descarga.
Figura 36 - Exemplo de resultado do teste de carga-descarga.
FORÇA
TEMPO DE
ESPERA
FINAL DO TESTE
TEMPO
FORÇA
PROFUNDIDADE
DEFORMAÇÃO ELÁSTICA
DEFORMAÇÃO PLÁSTICA
78
O equipamento permite calcular a elasticidade baseado na inclinação da maior seção da
força de teste no processo de descarregamento, conforme indicado na Figura 37.
Figura 37 - Gráfico para cálculo do módulo de elasticidade.
3.2.1.2 – Dureza
Para caracterização da dureza do revestimento e o substrato foram utilizadas as amostras
cilíndricas obtidas a partir de uma haste de bombeio e foram feitas medidas de dureza Vickers
com carga de 200g em um Microdurômetro da marca Shimadzu, modelo HMV-2, instalado no
LEM – Laboratório de Energia e Materiais, localizado no ITP – UNIT, em Aracaju-SE.
LINHA APROX.
FORÇA MAX. FORÇA
CURVA FORÇA-
PROFUNDIDADE
MÁXIMA PROFUNDIDADE
(PROF. 1)
(PROF. 2)
PROFUNDIDADE
Hr (PROF. 3)
79
Figura 38 - Microdurômetro Shimadzu HMV-2
3.2.1.3 – Aderência
A aderência foi calculada através do método de indentação interfacial, de acordo com o
modelo de determinação da tenacidade aparente de conversão proposto por CHICOT et al (2005).
Para a realização do ensaio foram utilizados um microdurômetro Shimadzu modelo
HMV-2 e um durômetro Instron Wolpert modelo DIA Testor 7022. Os penetradores utilizados
são do tipo Vickers, composto de um diamante piramidal, de base quadrada. O angulo acima
formado por duas faces opostas deve ser de 136° ± 0,3°.
80
Figura 39 - Durômetro Instron Wolpert modelo DIA Testor 7022
Após uma cuidadosa preparação da seção transversal da amostra, várias indentações
convencionais Vickers são realizadas por 2 min na interface revestimento-substrato usando
pequenos aumentos na carga da indentação. Uma das diagonais do penetrador deve estar
confundida entre a interface revestimento-substrato. As indentações são realizadas até que seja
iniciada e propagada uma trinca. É medida a dimensão da marca formada e da fissura.
Os valores de dureza e o módulo de elasticidade longitudinal do revestimento e do
substrato devem ser medidos por indentação contínua de acordo com as normas em vigor. Para
cada carga, as médias aritméticas das cinco medidas de comprimento da meio-diagonal e das
meio-fissuras interfaciais devem ser efetuadas. Essas médias devem ser acompanhadas dos seus
desvios padrões respectivos. O ponto crítico de inicio da fissura interfacial é determinado a partir
81
das médias determinadas previamente. Estas médias são apresentadas em função da carga (P) em
um gráfico de escala bi-logarítmica. Os pontos devem estar alinhados. É possível realizar, na base
bi-logarítmica, duas regressões lineares pelo método dos mínimos quadrados que correspondem
as relações d/2 = f(P) e a = f(P), onde “d” é a meia diagonal da indentação Vickers e “a” é a meio-
fissura gerada na interface revestimento-substrato. O ponto de intersecção das duas linhas
definidas, notadas (P
c
, a
c
), é chamado ponto crítico de início da fissura.
O par de pontos (P ; d/2) e (P ; a) é colocado num gráfico que tem uma escala bi-
logarítmica (Figura 40). Os coeficientes das direitas de regressão são calculados pelo método dos
mínimos quadrados lineares na base logarítmica de forma a obter os coeficientes m e p das
seguintes equações:
( )
( ) ( )
d
Log = m ×Log P + b
1 1
2
Log a = m ×Log P +b
2 2
Eq. 20
Eq. 21
Os quais são necessários aos cálculos das coordenadas do ponto crítico, segundo as
equações abaixo:
b -b
2 1
m -m
1 2
P =10
C
e
b -b
2 1
m +b
2 2
m -m
1 2
a = 10
C
Eq. 22
Figura 40 - Gráfico de escala bi-logaritmica para cálculo de Pc e ac
82
A tenacidade aparente da interface (K
ca
) é calculada aplicando a fórmula :
1
P
E
c
2
K = 0,015
Ica
3/2
H
a
I
c
Eq. 23
onde o termo E/H é calculado através da relação:
1/2
1/2
E
E
1/2
H
H
E
S
R
= +
1/2 1/2
H
I
H
H
S
R
1+ 1+
H H
R
S
Eq. 24
Onde:
E = Modulo de elasticidade longitudinal (Young) (GPa)
H = Dureza absoluta (GPa)
I = interface
S = substrato
R = revestimento
K
Ica
=
Tenacidade aparente da interface (MPa.m
1/2
)
3.2.2 – Propriedades físicas
A caracterização micro estrutural do revestimento/substrato foi avaliada através de
difração de raios-X e de microscopia ótica.
3.2.2.1 – Difração de Raios X
Para caracterizar o revestimento aplicado na superfície das hastes de bombeio, foram
feitos ensaios de difração de raios-X em uma amostra de pó, referência 1262F da Praxair Surface
Technologies, cuja composição é NiCr 80-20..
83
O difratômetro utilizado foi o modelo XRD 6000 da Shimadzu, instalado no LEM -
Laboratório de Energia e Materiais, no ITP-UNIT, em Aracaju-SE (41).
Figura 41 - Difratômetro de raios-X Shimadzu - modelo XED 6000.
3.2.2.2 – Microscopia Ótica
Para a visualização da microestrutura em microscópio ótico é necessário que a superfície
a ser analisada esteja bem plana e polida.
84
O preparo da superfície foi realizado utilizando o sistema MD da Struers, e iniciou-se com
lixamento, utilizando lixa abrasiva grana 250, em seguida foram realizados polimentos das
amostras com pó de diamante em suspensão de 9
µm, 3µm e 1µm e por último de alumina em
suspensão de 0,02µm. Entre os polimentos as amostras foram lavadas em água corrente para
retirada de resíduo abrasivo. Ao final as amostras foram lavadas em água corrente, álcool e secas
em soprador térmico.
A observação das microestruturas foi feita em microscópio óptico OLYMPUS modelo
BX51M (Figura 42), com registro fotográfico via computador, do Laboratório de Metalografia da
PETROBRAS – UN-SEAL, em Aracaju-SE.
Figura 42 - Microscópio Ótico Olympus BX51M
3.3 – Caracterização da água produzida dos poços
A caracterização da água produzida nos poços selecionados para os testes com as hastes
no campo e das amostras de água produzida utilizadas nos ensaios de laboratório foram
85
realizadas pelos laboratórios de análise de água da Petrobras instalados em suas bases de
Carmópolis e de Aracaju, no Estado de Sergipe. Todos os ensaios seguiram a metodologia
descrita por EATON et al.(2005) ou do API RP 45 (1998).
3.3.1 - Determinação do Teor de CO
2
Águas de superfície, normalmente, contêm menos de 10 mg de CO
2
livre por litro,
enquanto que águas subterrâneas podem ter facilmente quantidades bem maiores. A presença do
CO
2
na água contribui para o aumento da sua alcalinidade, da tendência à incrustação e da
corrosão (API RP 45, 1998; EATON et al., 2005).
O API RP 45 (1998) recomenda o método titrimétrico (ou método da determinação
volumétrica) para a determinação do teor de CO
2
, que consiste na reação do CO
2
livre com
hidróxido de sódio para formar bicarbonato de sódio. O final da reação é identificado visualmente
através indicador de fenolftaleína, que desenvolve uma coloração rósea característica quando o
pH atinge o valor de 8,3. Para o emprego do método titrimético, o teor de ferro total na amostra
não deve ultrapassar 1 mg.L
-1
(API RP 45, 1998; EATON et al., 2005; PETROBRAS N-1467,
2005). Como este foi o método utilizado neste trabalho, algumas amostras de fluido coletadas dos
poços em estudo ficaram sem um valor confiável para o teor de CO
2
por causa da influência do
teor de ferro total.
SANTOS et al. (2006), comparando os métodos potenciométrico e por indicação visual
com fenolftaleína, concluiu que o ensaio mais adequado para água produzida em campo terrestre
de petróleo é o método titrimétrico com indicação visual, por causa das dificuldades de
preservação da amostra. A repetibilidade dos métodos potenciométrico e de indicação visual
foram 13,22% e 7,61%, respectivamente.
A norma PETROBRAS N-1467 (2005) recomenda, além do método de titulação com o
indicador visual de fenolftaleína, o método de titulação potenciométrico. Neste método, o CO
2
livre reage com carbonato ou hidróxido de sódio para formar bicarbonato de sódio. O final da
reação é indicado, potenciometricamente, pela inflexão da curva num pH igual a 8,3.
86
EATON et al. (2005) descreve, ainda, um terceiro método de determinação do teor de
CO
2
livre em água chamado método nomográfico, no qual a estimativa do CO
2
é calculada a
partir dos valores de pH, alcalinidade total e total de sólidos dissolvidos.
3.3.2 - Determinação do Teor de H
2
S, Sulfetos e Polissulfetos
O gás sulfídrico e outros sulfetos estão presentes em algumas águas produzidas e se
formam onde compostos sulfurosos se decompuseram sob condições anaeróbicas. A
determinação exata de pequenas porções de sulfeto é difícil, não tendo sido publicado até o
momento nenhum método inteiramente aplicável a todos os tipos de água. A dificuldade desta
determinação se deve ao fato dos sulfetos oxidarem-se para formar enxofre, quando na presença
de ar (ou oxigênio). Três métodos são geralmente empregados na determinação do teor de
sulfetos total, todos podendo ser utilizados para determinar a concentração de sulfetos solúveis
pela remoção do sulfeto de ferro e de outros sulfetos precipitados antes da execução do ensaio.
Os métodos são: iodométrico, eletrodo de íon seletivo e método do azul metileno (API RP 45,
1998).
No método iodométrico, o sulfeto é oxidado quantitativamente pelo iodo a enxofre
elementar. O excesso de iodo é titulado com uma solução padronizada de tiosulfato usando um
indicador de fim de reação. Este método pode indicar uma quantidade a mais de sulfeto se outros
materiais oxidáveis por iodo estiverem presentes na água (API RP 45, 1998; EATON et al.,
2005).
3.3.3 - Determinação da Acalinidade
A alcalinidade de águas produzidas em campos de petróleo é causada pela presença de
diferentes íons, mas geralmente é atribuída à presença de íons bicarbonato (HCO
3
), carbonato
(CO
3
) e hidroxila (OH). A alcalinidade pode ser definida como uma medida da capacidade dos
componentes de uma amostra de reagirem com íons hidrogênio oriundos de um ácido adicionado
(API RP 45, 1998). É possível determinar a alcalinidade pelos métodos eletrométrico e indicador.
87
No primeiro, um eletrotitulador ou medidor de pH é usado para determinar a quantidade de ácido
necessária para se atingir um pH igual a 8,1 e 4,5, respectivamente. Estes valores de pH
aproximam os pontos onde os íons hidroxila e bicarbonato são neutralizados (API RP 45, 1998;
EATON et al., 2005).
3.3.4 Determinação do Teor de Ferro
Existem vários métodos disponíveis para a determinação do teor de ferro em água
produzida. A maioria tem problemas de interferência com outros íons. Além disso, a análise é
dificultada pelas várias combinações das formas químicas e físicas nas quais o ferro pode existir:
ferroso (Fe
2+
), férrico (Fe
3+
) ou ambos; em suspensão, coloidal ou precipitado. Sob condições
redutoras, o ferro existe no estado ferroso (Fe
2+
). Na ausência de complexantes (WOLYNEC,
2003), o íon férrico (Fe
3+
) não é significativamente solúvel a não ser que o pH seja muito baixo.
Caso seja exposto ao ar ou a substâncias oxidantes, o íon ferroso é prontamente oxidado ao
estado férrico, podendo hidrolisar-se para formar o composto insolúvel óxido de ferro hidratado.
Por causa desta instabilidade, a determinação do íon ferroso requer precauções especiais, como
preservação da amostra com HNO
3
, podendo ser necessário realizar a análise no campo, no
momento em que a amostra é coletada (API RP 45, 1998; EATON et al., 2005).
As análises físico-químicas para determinação do pH, salinidade total, teores cloretos e
gases dissolvidos foram realizadas através de coleta e preservação amostras diretamente dos
poços e realização das análises em laboratório.
3.4 - Ensaios de Corrosão em Laboratório
Os ensaios de laboratório objetivaram estudar o comportamento à corrosão do
revestimento NiCr em fluido coletado diretamente dos poços terrestres de petróleo de
Carmópolis, Sergipe. Consistiram em ensaios de imersão e eletroquímicos. A seguir, descreve-se
a forma como os ensaios foram executados e planejados.
88
3.4.1 - Ensaios de Imersão
Os ensaios de imersão foram realizados com nove corpos de prova imersos em nove
amostras de água separadas por decantação de fluidos coletados de poços do campo de
Carmópolis-SE. Os corpos de prova de formato cilíndrico com diâmetro aproximado de 25mm e
10mm de comprimento com apenas uma das superfícies planas não isolada com esmalte (Figura
43). Os corpos de prova foram pesados em balança analítica com precisão de quatro casas
decimais e medidos com paquímetro. As amostras de água foram depositadas, juntamente com os
corpos de prova, em recipientes tamponados, porém em contato com o ar atmosférico (aerado), à
temperatura ambiente e sem agitação, para avaliação da taxa de corrosão uniforme por perda de
massa. Os corpos de prova foram retirados mensalmente para avaliação de perda de massa Antes
de cada imersão, os corpos de prova foram lixados com lixa d’água de granulometria #2000. Em
seguida, foram limpos com água e sabão, seguido de lavagem com acetona e secagem com ar
quente. A água produzida foi trocada antes de cada imersão. Para o manuseio dos corpos de
prova foram utilizadas luvas cirúrgicas.
Figura 43 - Corpos de prova para ensaio de imersão revestidos com NiCr 80-20 por aspersão térmica.
3.4.2 - Ensaios Eletroquímicos
Os ensaios eletroquímicos foram realizados no Laboratório de Energia e Materiais (LEM),
no ITP em Aracaju-SE, utilizando um potenciostato da GAMRY Instruments, modelo G300
(Figura 44).
ARC SPRAY
FLAME SPRAY
HVOF
89
Figura 44 - Potenciostato da GAMRY Instruments.
Neste estudo foi determinado o potencial de circuito aberto (ASTM G 5), e utilizados os
métodos de extrapolação da reta de Tafel e resistência à polarização (ASTM G 59), para
determinação da taxa de corrosão, em eletrodos de aço carbono SAE 4142, com e sem
revestimento de NiCr 80-20, aspergido termicamente pelo processo flame spray.
O eletrólito utilizado nos ensaios eletroquímicos foi a própria água produzida coletada no
poço CP-1299, filtrada antes de cada experimento, para a retirada de partículas de óleo em
suspensão que poderiam alterar os resultados dos ensaios. Esta água foi caracterizada quanto as
propriedades físico-químicas no Laboratório da Unidade de Negócios Sergipe e Alagoas (UN-
SEAL) da Petrobras, conforme Apêndice 2.
90
Todos os ensaios eletroquímicos foram realizados com a temperatura constante de 50°C,
sem agitação, em contato com o ar atmosférico e saturado com o gás dióxido de carbono (foi
borbulhado o gás CO
2
30 minutos antes, e durante todo o experimento), com a intenção de
simular uma condição extremamente agressiva para o processo de corrosão.
Utilizou-se uma célula de corrosão com três eletrodos do tipo CCK
TM
da GAMRY
Instruments, com capacidade volumétrica de 1 Litro. Para cada ensaio realizado, foram utilizados
uma solução e um eletrodo novos. Antes dos experimentos o eletrodo foi limpo com acetona (3
minutos), em seguida lavado com água destilada e secado com ar seco. Através do Software DC
Corrosion versão 5.0 se comandou todo o experimento nas condições descritas abaixo: taxa de
varredura de 0,2 mV.s
-1
, no intervalo de +/- 30 mV em torno do potencial de circuito aberto.
3.5 – Teste de campo
No teste de campo, 30 hastes de bombeio revestidas por aspersão térmica com NiCr,
foram instaladas em 05 poços produtores de petróleo de campo de Carmópolis, em Sergipe, os
quais foram selecionados dentre os poços com maior número de ocorrência de falhas com causa
provável de corrosão (Tabela 13).
Tabela 13 – Quantidade de falhas devido à corrosão dos Poços de petróleo selecionados para o teste de campo.
POÇOS OCORRÊNCIAS
LOCAL
CP-0077 11 Santo Antônio
CP-0376 4 Jericó
CP-1161 5 Oiteirinhos II
CP-1206 4 Entre Rios
CP-1299 1 Oiteirinhos II
TOTAL 25
Esse teste teve como objetivo avaliar o comportamento de hastes revestidas, quanto à
corrosão uniforme, corrosão por pites e corrosão-abrasão, avaliada através de inspeção visual,
segundo procedimento de inspeção aprovado pela Petrobras.
91
Para os testes de campo, 30 (trinta) hastes revestidas foram instaladas em 5 (cinco) poços
da PETROBRAS - UN-SEAL, no campo produtor de Carmópolis, os quais foram selecionados
considerando-se sua criticidade no processo, ou seja, com maior incidência de falhas em hastes
de bombeio. Foram instaladas 6 (seis) hastes em cada poço, sendo 2 (duas) de cada um dos 3
(três) processos de aspersão térmica utilizados (flame spray, arc spray e HVOF), três hastes
próximas do fundo do poço e as outra três próximas da superfície.
3.5.1 – Procedimento de Inspeção de hastes de bombeio
As hastes de bombeio são inspecionadas segundo um procedimento de inspeção código
10.15 rev. 01, elaborado pela empresa CDQ Inspeção Tubular Serviços Ltda, aprovado pela
Petrobras em 04/01/2007. Por esse procedimento as hastes são classificadas em 4 (quatro) classes
I a IV (sendo as classes III e IV consideradas reprovadas), além de outras informações como
identificação do modo e causa de falha (CDQ, 2007).
Esse procedimento padroniza as condições exigíveis para a realização de manuseio,
movimentação, estocagem, bem como ensaio visual, e é baseado nas normas PETROBRAS N-
2366 e PETROBRAS N-2404 e nas normas estrangeiras API 11B e API RP 11BR. Nesse estudo
foi focado apenas a inspeção visual das hastes de bombeio usadas retiradas dos poços.
Antes da inspeção visual, todas as hastes de bombeio destinadas à inspeção foram
mergulhadas em solução quente de água com solventes, desengraxantes ou semelhantes para
remoção de parafina, graxa, óleo e outras impurezas.
O ensaio visual foi realizado com distância mínima de 600mm da vista à superfície a ser
examinada e a um ângulo não inferior a 30 graus, rolando as hastes de bombeio sobre uma
bancada. A luminosidade mínima neste ensaio é de 160 lux e para detecção ou estudo de
pequenas irregularidades é de 540 lux.
92
Figura 45 - Hastes de bombeio preparadas para inspeção visual
As hastes foram classificadas em três classes (I, II ou III), conforme Tabela 14, ou serem
rejeitadas. Os critérios de rejeição estão contidos no API RP 11BR os quais podem ser:
a) Marcas de golpes de martelo ou outras ferramentas;
b) Deformação da face de ajuste do pino ou danos no próprio pino ou nas roscas;
c) Alongamento (estricção);
93
Tabela 14 - Classificação de hastes de bombeios usadas após inspeção visual (CDQ, 2007)
Classificação Critérios
Hastes usadas Classe I
- Não há nenhum desgaste visível;
- Presença de fendas e ranhuras com profundidade máxima de 0,2”;
Hastes usadas Classe II - Redução da área transversal de no máximo 20%;
- Presença de fendas e ranhuras com profundidade máxima de 0,4”;
- Curvatura ou dobra de no máximo ¼”;
Hastes usadas Classe III - Redução da área transversal de no máximo 20%;
- Presença de fendas e ranhuras com profundidade máxima de 0,6”;
Hastes usadas Rejeitadas
- hastes que não obedeçam os critérios acima;
As hastes de bombeio podem ser reutilizadas e a cada inspeção elas podem ter sua
classificação alterada, ou serem rejeitadas.
3.5.2 – Planejamento Estatístico
Com base nos resultados obtidos das inspeções visuais, segundo procedimento descrito
acima da CDQ, foi realizado um estudo do efeito das variáveis: posição e presença de
revestimento, com objetivo de analisar e comparar o desempenho do revestimento NiCr pelos três
processos (flame spray, arc spray e HVOF). Três planejamentos fatoriais constituído de 2
2
experimentos, com repetição foram realizados para o melhor entendimento da influência dessas
variáveis e de suas interações no desempenho das hastes revestidas em condições reais de
operação (BOX et al., 1978). A análise estatística foi realizada utilizando-se o programa
Statistica versão 5.0.
Os valores das variáveis resposta foram determinados, atribuindo-se um peso para cada
classificação de haste, incluindo-se uma quinta classificação (classe V) para haste rompida,
conforme Tabela 15. Nas Tabelas 16 a 18 estão apresentados os níveis escolhidos para cada
variável.
94
Tabela 15 - Pesos atribuídos para cálculo da variável resposta do planejamento estatístico.
CLASSE PESO
CLASSE I 80
CLASSE II 60
CLASSE III 40
CLASSE IV 20
CLASSE V 0
Tabela 16 - Níveis das variáveis utilizados nos testes de campo de hastes de bombeio com revestimento NiCr
obtido por Flame Spray.
Variáveis Níveis
Mínimo (-) Máximo (+)
Posição no poço Inferior Superior
Revestimento (Flame Spray) Ausente Presente
Tabela 17 - Níveis das variáveis utilizados nos testes de campo de hastes de bombeio com revestimento NiCr
obtido por Arc Spray.
Variáveis Níveis
Mínimo (-) Máximo (+)
Posição no poço Inferior Superior
Revestimento (Arc Spray) Ausente Presente
Tabela 18 - Níveis das variáveis utilizados nos testes de campo de hastes de bombeio com revestimento NiCr
obtido por HVOF.
Variáveis Níveis
Mínimo (-) Máximo (+)
Posição no poço Inferior Superior
Revestimento (HVOF) Ausente Presente
95
4 – RESULTADOS E DISCUSSÃO
A seguir são apresentados e comentados os resultados da caracterização mecânica e física
do revestimento/substrato, das análises realizadas de fluidos produzidos pelos poços selecionados
para o estudo da corrosão, os resultados dos ensaios de corrosão realizados em laboratório e, em
seguida, são também apresentados e comentados os resultados obtidos após a exposição das
hastes à condições reais de operação através de imersão das mesmas no meio corrosivo dos poços
nos testes de campo.
4.1 – Caracterização do revestimento/substrato
A seguir são apresentados os resultados da caracterização de algumas propriedades
mecânicas das hastes de bombeio de aço carbono API 11B D (SAE 4142) e do revestimento de
NiCr aplicado por três processos de aspersão térmica.
4.1.1 – Propriedades mecânicas
Foram caracterizadas as propriedades mecânicas: aderência, módulo de elasticidade e
dureza.
4.1.1.1 – Aderência
A Figura 46 mostra imagens obtidas por microscopia de indentações Vickers realizadas na
interface de revestimentos NiCr, obtidos pelos três processos de aspersão térmica (Flame Spray,
Arc Spray e HVOF), onde observa-se as fissuras obtidas para cálculo da tenacidade aparente.
96
Figura 46 - Indentações Vickers em interface revestimento NiCr/substrato aço carbono.
As Figuras 47, 48 e 49 apresentam os gráficos traçados para cálculo de P
C
(carga crítica) e
a
C
(comprimento da trinca interfacial), a serem utilizados no cálculo da tenacidade aparente,
obtidos dos testes de indentação Vickers realizados na interface do revestimento de NiCr obtidos
pelos três processos de aspersão térmica (Flame Spray, Arc Spray e HVOF) e a Tabela 19 mostra
os valores do ponto crítico e a tenacidade aparente da interface, calculados pelo método proposto
por CHICOT et al (2005).
.
Indentação Interfacial (Flame Spray)
log (d/2) = 0,4673 log P + 1,177
log a = 0,826 log P + 1,1098
0
0,5
1
1,5
2
2,5
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
log P (N)
log a (
µ
µµ
µ
m)
log d/2 (
µ
µµ
µ
m)
a x P
Linear
(dureza
aparente)
Figura 47 - Gráfico para cálculo dos P
C
e a
C
para revestimento NiCr processado por Flame Spray em
substrato aço carbono (haste).
P
C
=1,54
a
C
=18,39
97
Indentação Interfacial (Arc Spray)
log a = 1,4743 log P + 0,2147
log (d/2) = 0,6262 log P + 1,0238
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2
log P (N)
log a (
µ
µµ
µ
m)
log d/2 (
µ
µµ
µ
m)
a x P
Linear
(dureza
aparente)
Figura 48 - Gráfico para cálculo dos P
C
e a
C
para revestimento NiCr processado por Arc Spray em substrato
aço carbono (haste).
Indentação Interfacial (HVOF)
log a = 1,2321log P + 0,4355
log (d/2) = 0,5259 log P + 1,0478
0
0,5
1
1,5
2
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
log P (N)
log a (
µ
µµ
µ
m)
log d/2 (
µ
µµ
µ
m)
a x P
Linear
(dureza
aparente)
Figura 49 - Gráfico para cálculo dos P
C
e a
C
para revestimento NiCr processado por HVOF em substrato aço
carbono (haste).
P
C
=8,995
a
C
=41,80
P
C
=7,36
a
C
=31,9
98
Tabela 19 - Resultados do Ponto Crítico e da Tenacidade Aparente da Interface.
Revestimento P
C
(N) a
C
(mm) K
Ca
(MPa.m
1/2
)
Flame Spray 1,539 18,388 2,419
Arc Spray 8,995 41,803 4,089
HVOF 7,363 31,899 4,867
Tenacidade Aparente da Interface em Hastes Revestidas com NiCr
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
Flame Spray Arc Spray HVOF
Processo de aspersão térmica utilizado no revestivemto
K
Ca
(MPa m
1/2
)
Figura 50- Tenacidade aparente da interface em hastes revestidas com NiCr.
A Figura 50 apresenta os valores de K
Ca
obtidos da Tabela 18, e mostra que o
revestimento obtido pelo processo HVOF apresenta maior valor de tenacidade aparente de
interface em relação aos outros processos (flame spray e arc spray), o que indica uma maior
resistência à propagação da fissura e conseqüentemente uma melhor aderência, confirmando
afirmações TAN et al. (1999), NASCIMENTO et al. (2001), WANG et al..(1994) e SCRIVANI
et al. (2001) e VICENZI et al. (2007).
4.1.1.2 – Modulo de Elasticidade
A Tabela 20 apresenta os resultados dos Cálculos de Módulo de Elasticidade do
revestimento NiCr obtidos conforme já descrito. De acordo com a Figura 51 observa-se que o
revestimento com maior módulo de elasticidade foi obtido pelo processo de aspersão térmica
99
HVOF, seguido do Flame Spray, sendo o Arc Spray o de menor valor de módulo de elasticidade,
próximo ao do Arc Spray, o que pode ser justificado pela alta porosidade desses dois processos.
Observa-se também uma redução do valor do módulo de elasticidade do revestimento em relação
ao da liga NiCr, também justificado pela estrutura lamelar contendo vazios e porosidade.
Tabela 20 - Resultados do cálculo do Módulo de Elasticidade.
PROCESSO DE
ASPERSÃO
TÉRMICA
MÓDULO DE
ELASTICIDADE DO
REVESTIMENTO (GPa)
Flame Spray 152
Arc Spray 140
HVOF 180
Módulo de Elasticidade de revestimento NiCr obtido por Aspersão Térmica
100
120
140
160
180
200
220
Flame Spray Arc Spray HVOF
Processo de Aspersão Térmica
Módulo de Elasticidade (GPa)
Figura 51 - Gráfico dos resultados de módulo de elasticidade.
4.1.1.3 – Dureza
A Tabela 21 apresenta os resultados das medições de dureza Vickers calculados com
carga de 200g. De acordo com a Figura 52 observa-se que o processo de aspersão térmica HVOF
ocasionou um aumento considerável da dureza.
100
Tabela 21 - Resultados de Dureza Vickers com carga de 200g.
DUREZA HV
0,2
Processo de
Aspersão
Térmica Revestimento Substrato
Flame Spray 269,4 282,8
Arc Spray 258,6 282,8
HVOF 393,0 276,4
Flame Spray
Arc Spray
HVOF
Revestimento
Substrato
200
220
240
260
280
300
320
340
360
380
400
420
Dureza HV
0,2
Processo de Aspersão Térmica
Revestimento
Substrato
Figura 52 - Gráfico dos resultados de Dureza Vickers (200g).
4.1.2 – Caracterização Microestrutural
A caracterização microestrutural do revestimento aplicado nas hastes de bombeio foi feita
utilizando difração de raios-X e microscopia ótica.
4.1.2.1 – Difração de Raios-X
O resultado da difração de raios-X realizada em amostra do pó utilizado para o
revestimento das hastes pelo processo flame spray, referência T-1262F da Praxair Surface
Technologies, com composição de 80% Ni e 20% Cr apresentou os mesmos picos de Ni obtidos
por SUDHU et al. (2005) para arames de Ni-20%Cr (Figura 53). O ensaio foi realizado num
101
range de 10 a 100 graus a uma velocidade de 2 graus por minuto, a uma tensão de 40kV e
corrente de 30 mA.
Figura 53 - Difração de raios-X de pó NiCr 80-20.
4.1.2.1 – Microscopia Ótica
As microestruturas observadas ao microscópio ótico resultaram nas figuras 54 a 59, onde
é possível verificar a morfologia do material base e a característica da superfície revestida.
Na microestrutura dos revestimentos é observada a estrutura lamelar com uma fase clara
(níquel) e uma fase escura (cromo). O revestimento obtido por flame spray apresentou a menor
espessura.
Ni
Ni
Ni
Ni
Ni
102
Figura 54 - Interface revestimento/substrato (flame spray). Aumento 200X
Figura 55 - Interface revestimento/substrato (flame spray). Aumento 500X
SUBSTRATO
SUBSTRATO
REVESTIMENTO
REVESTIMENTO
103
Figura 56 - Interface revestimento/substrato (arc spray). Aumento 200X
Figura 57 - Interface revestimento/substrato (arc spray). Aumento 500X
SUBSTRATO
SUBSTRATO
REVESTIMENTO
REVESTIMENTO
104
Figura 58 - Interface revestimento/substrato (HVOF). Aumento 200X
Figura 59 - Interface revestimento/substrato (HVOF). Aumento 500X.
SUBSTRATO
SUBSTRATO
REVESTIMENTO
REVESTIMENTO
105
4.2 - Caracterização das amostras de água produzida dos poços
A fim de correlacionar os resultados dos ensaios de corrosão das hastes revestidas com
Ni-Cr com as características dos cinco poços selecionados para os ensaios de campo, foram
realizadas coletas periódicas de amostras dos fluidos produzidos nestes poços para caracterização
de alguns parâmetros físico-químicos considerados importantes para o processo corrosivo.
Na Tabela 22 encontram-se os resultados da caracterização dos poços de petróleo
selecionados para os ensaios no período entre maio e novembro de 2007. Os valores apresentados
são a média aritmética e o desvio padrão da amostragem obtida no período. Os resultados
completos encontram-se no Apêndice 2.
Tabela 22 - Resultados das análises da água produzida dos poços.
POÇO CP-0077 CP-0376 CP-1161 CP-1206 CP-1299
Parâmetros Média
CV Média
CV Média
CV Média
CV Média
CV
Cloretos (1)
21,79 7,47% 47,32
42,03%
41,08 3,46% 36,64 5,67% 48,31 4,73%
Salinidade (1)
35,95 7,47% 78,08
42,03%
67,97 4,17% 60,46 5,67% 79,71 4,73%
pH a 20°C
6,88 2,76% 6,98 2,99% 6,83 2,99% 6,98
3,98%
7,16 3,72%
Ferro Total (2)
18,73 28,89%
36,38 83,68%
66,68
110,96%
36,25 82,77%
1,32 28,94%
CO
2
(2)
* - * - * - * - * -
Sulfeto (2)
5,18 45,77%
6,73 32,35%
9,36 57,61% 6,95
66,83%
20,59 52,08%
H
2
S (2)
5,49 46,11%
7,14 32,51%
9,95 57,64% 7,40
66,62%
21,88 52,07%
Alcalinidade (2)
724,20
1,41% 446,79
14,59%
480,63
13,92% 467,70
4,87% 348,65
6,16%
* Valores alterados pelo teor de ferro total acima de 1,0 mg/l
(1) Em g/L; (2) Em mg/L
Todos os parâmetros foram avaliados através de quatro coletas de amostra para os poços,
CP-0376, CP-1161 e CP-1206, e três coletas para os poços CP-0077 CP-1299. Os parâmetros
salinidade e teor de cloretos tiveram a maior dispersão relativa verificada no poço CP-0376, em
torno de 42%. O teor de ferro total apresentou a maior dispersão relativa dos parâmetros
analisados, chegando a 111% nos resultados obtidos do poço CP-1161. Por ser influenciada pelo
teor de ferro total, a medição do teor de CO
2
resultou em indicações falsas para os poços que
apresentaram teores deste parâmetro acima de 1,0 mg/l. As maiores dispersões relativas para os
teores de H
2
S e de sulfetos foram verificadas no poço CP-1206, próxima de 67%. O pH foi o
106
parâmetro de menores dispersões entre os poços avaliados, sendo a maior dispersão relativa
encontrada no poço CP-1206, próxima de 4%. A alcalinidade também foi pouco dispersa, a qual
teve a maior dispersão no poço CP-0376, em torno de 15%.
4.3 - Ensaios de corrosão de laboratório
Os ensaios de corrosão foram planejados e executados com o fim de se tentar isolar o
máximo de parâmetros que atuaram de forma sinérgica nos ensaios de corrosão de campo. Com o
fluido em repouso e sob temperatura constante, foi possível verificar os efeitos da salinidade e
dos teores de cloretos e de sulfetos presentes nas amostras coletadas de poços produtores de
petróleo do campo de Carmópolis-SE.
4.3.1 - Ensaio de Imersão
Os resultados do ensaio de imersão consistem, basicamente, das taxas de corrosão dos
corpos de prova imersos em amostras de água produzida de poços de petróleo. A seguir, são
apresentados e comentados os resultados das taxas de corrosão dos corpos de prova.
A área superficial, calculada a partir das dimensões dos corpos de prova aplicando a
equação 17 apresentada no capítulo 2, e a massa dos corpos de prova usados nos ensaios de
imersão, estão mostradas na Tabela 23.
107
Tabela 23 - Área superficial e massa dos corpos de prova antes dos ensaios de imersão.
Corpo de
Prova
Revestimento do
Corpo de Prova
(espessura)
Área Superficial
(mm
2
)
Massa (g)
FS120
Flame Spray (120µm)
634 39,7675
FS320
Flame Spray (320µm)
662 38,4268
FS520
Flame Spray (520µm)
519 33,5888
AS120
Arc Spray (120µm)
626 39,1092
AS320
Arc Spray (320µm)
606 35,656
AS520
Arc Spray (520µm)
556 39,9314
HV120
HVOF (120µm)
692 39,0005
HV320
HVOF (320µm)
605 38,4408
HV520
HVOF (520µm)
625 36,6632
De posse da área superficial, da variação da massa, do tempo de exposição e da massa
específica dos corpos de prova foram calculadas as taxas de corrosão dos mesmos aplicando a
equação 15, apresentada no capítulo 2.
A Tabela 24 mostra as taxas de corrosão calculadas e classificação das taxas de corrosão
pela NACE RP 0775 (2005). Foi observado que o ensaio não foi válido para os corpos de prova
FS320 e HV320, visto que pode ter havido alguma falha no isolamento de algumas partes dos
corpos de prova com o esmalte, levando a taxas de corrosão negativas. As taxas de corrosão
foram calculadas considerando a massa inicial e a final, após 16 meses de imersão. Todas as
taxas foram consideradas baixas pelo critério da NACE RP 0775.
108
Tabela 24 - Classificação das taxas de corrosão obtidas nos ensaios de imersão.
Nº. do Corpo
de Prova
Exposição
(dias)
Perda (g) Taxa de Corrosão
(mm.ano
-1
)
Classificação
(NACE RP 0775)
FS120 480 0,0213 0,0030 Baixa
FS320 480 -0,9883* -0,1350* Em Aberto
FS520 480 0,0716 0,0125 Baixa
AS120 480 0,1185 0,0171 Baixa
AS320 480 0,0193 0,0029 Baixa
AS520 480 0,0552 0,0090 Baixa
HV120 480 0,0165 0,0022 Baixa
HV320 480 -0,9813* -0,1466* Em Aberto
HV520 480 0,0150 0,0022 Baixa
A Figura 60 apresenta o gráfico de perda de massa dos corpos de prova durante os 16
meses de ensaio. No eixo das coordenadas foi utilizada a razão entre a massa pesada a cada mês
(m
p
) pela massa inicial (m
0
), de forma a possibilitar visualizar todos os corpos de prova no
mesmo gráfico.
Perda de Massa - Revestimento NiCr
0,9965
0,9970
0,9975
0,9980
0,9985
0,9990
0,9995
1,0000
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16
Período de exposição (mês)
(m
p
/ m
0
)
Fs 120
Fs 520
As 120
As 320
As 520
Hv 120
Hv 520
Figura 60 - Gráfico de perda de massa do ensaio de imersão.
109
As curvas de perda de massa (Figura 61) apresentaram inicialmente uma acentuada perda
de massa no início, e após um período de aproximadamente cinco a oito meses, essa perda
estabiliza devido possivelmente à formação de película (passivação).
Taxa de Corrosão - Revestimento NiCr
0,000
0,025
0,050
0,075
0,100
0,125
0,150
0,175
0,200
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Período de exposição (mês)
Taxa de corrosão (mm/ano)
Fs 120
Fs 520
As 120
As 320
As 520
Hv 120
Hv 520
Baixa
Moderada
Figura 61 - Gráfico de taxas de corrosão obtidas do ensaio de imersão de revestimento NiCr.
A Figura 61 apresenta os resultados das taxas de corrosão calculadas a cada pesagem dos
corpos de prova durante os 16 meses de ensaio. Os comportamentos das taxas de corrosão estão
de acordo com a cinética de corrosão observada nos gráficos de perda de massa, ou seja, nos seis
primeiros meses há, possivelmente, a formação de película passivadora. Observa-se que a partir
do sexto mês todas as taxas permanecem em níveis considerados baixos pela classificação de
corrosão uniforme da NACE RP 0775, em valores quase nulos. Esse efeito de redução da taxa de
corrosão a partir de certo período com tendência a ficar nula foi estudado por ABRANTES
(2007).
110
Taxa de Corrosão - Revestimento NiCr
0,0000
0,0020
0,0040
0,0060
0,0080
0,0100
0,0120
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Período de exposição (mês)
Taxa de corrosão (mm/ano)
Fs 120
Fs 520
As 120
As 320
As 520
Hv 120
Hv 520
Figura 62 – Gráfico de taxas de corrosão obtidas a partir do sexto mês de pesagem do ensaio de imersão de
revestimento NiCr.
A Figura 62 apresenta os resultados das taxas de corrosão a partir do sexto mês de
pesagem dos corpos de prova. Apesar de todos os revestimentos estudados apresentarem corrosão
classificada como baixa, podemos destacar entre eles o comportamento do revestimento
processado por HVOF, que teve os níveis mais baixos de corrosão, sem grandes variações,
confirmando afirmação de SIDHU et al. (2006) da boa resistência à corrosão de revestimentos
obtidos por HVOF.
4.3.2 – Ensaios Eletroquímicos
A água produzida utilizada nos ensaios eletroquímicos foi obtida em coletas do poço CP-
1299, cuja caracterização foi descrita e discutida no item 4.1 deste capítulo.
4.3.2.1 – Curvas de Potencial de Circuito Aberto
As Figuras 63 e 64 apresentam as curvas do potencial de circuito aberto, em uma hora e
quarenta minutos de experimento, do aço carbono SAE 4142 e da liga NiCr 80-20 aplicada
através do processo flame spray imersos em amostra de água produzida coletada do poço CP-
111
1299, em um meio saturado de CO
2
a uma temperatura constante de 50
o
C. O potencial de
corrosão em circuito aberto estabilizou em -603 mV para o aço carbono e -370 mV para a liga
NiCr 80-20.
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
-0,620
-0,615
-0,610
-0,605
E
cor
(V)
Tempo (s)
Aço SAE 4142 D
Figura 63 - Curva do potencial de circuito aberto em função do tempo de uma amostra de aço SAE 4142 D,
em uma solução de água produzida (CP-1299) saturada com CO
2
a uma Tconstante = 50
o
C.
112
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
-0,375
-0,370
-0,365
-0,360
-0,355
-0,350
-0,345
-0,340
-0,335
-0,330
E
cor
(V)
Tempo (s)
80Ni20Cr
Figura 64 - Curva do potencial de circuito aberto em função do tempo de uma amostra com revestimento de
80Ni20Cr, em uma solução de água produzida (CP-1299) saturada com CO
2
a uma Tconstante = 50
o
C.
O potencial de circuito aberto, ou potencial de corrosão, é um parâmetro que permite
avaliar, para um determinado meio, quão nobre, ou mais resistente ao início da corrosão, é um
material em relação a outro. É também uma medida qualitativa da energia necessária para iniciar
o processo corrosivo do material.
Para que fosse possível estabelecer uma referência a um material conhecido, foram
levantadas curvas de potencial de circuito aberto para o aço carbono SAE 4142 imersos na
mesma amostra usadas para a liga NiCr. Verificou-se das figuras 63 e 64 que o potenciais da liga
NiCr foi, aproximadamente, duas vezes mais nobre que o encontrado para o aço carbono.
Também a partir das Figuras 63 e 64, notou-se que o potencial da liga NiCr levou praticamente o
mesmo tempo para se estabilizar em relação ao potencial do aço carbono.
113
4.3.2.2 – Curvas de Resistência à Polarização Linear
A resistência à polarização, juntamente com o potencial de corrosão, também é um
indicador da nobreza de um material num determinado meio. Nas Figuras 65 e 66 são
apresentadas as curvas de resistência à polarização linear, obtidas através de ensaios
potenciodinâmicos de faixa estreita de potencial ± 30mV, com velocidade de varredura de 0,2
mV/s, com eletrodo de aço carbono e eletrodo revestido por aspersão térmica com a liga NiCr 80-
20 após imersão por duas horas e dez minutos na amostra de água produzida obtida do poço CP-
1299. O valor de resistência a polarização, R
P
, é obtido pela tangente da curva do potencial onde
a corrente lida é aproximadamente zero (i
L
= 0).
-2,0x10
-4
-1,0x10
-4
0,0
1,0x10
-4
2,0x10
-4
3,0x10
-4
4,0x10
-4
5,0x10
-4
6,0x10
-4
-0,64
-0,63
-0,62
-0,61
-0,60
-0,59
-0,58
-0,57
E
cor
(V)
i(A/cm
2
)
Aço SAE 4142 D
α
= 127,97 ohms.cm
2
Figura 65 - Curva de polarização potenciodinâmica do aço SAE 4142 D, em uma solução de água produzida
(CP-1299) saturada com CO
2
a uma Tconstante = 50
o
C.
114
-4,0x10
-5
-3,0x10
-5
-2,0x10
-5
-1,0x10
-5
0,0
1,0x10
-5
2,0x10
-5
3,0x10
-5
-0,40
-0,39
-0,38
-0,37
-0,36
-0,35
-0,34
E(V)
i(A/cm
2
)
80Ni20Cr
α
= 1288,31 ohms.cm
2
Figura 66 - Curva de polarização potenciodinâmica do revestimento 80Ni20Cr, em uma solução de água
produzida (CP-1299) saturada com CO
2
a uma Tconstante = 50
o
C.
Observa-se que a resistências à polarização linear obtidas da liga NiCr 80-20 é da ordem
de dez vezes maior do que a do aço-carbono (R
P
(NiCr) = 1288,31 ohms.cm
2
e R
P
(aço) = 127,97
ohms.cm
2
), confirmando a maior nobreza da liga NiCr m relação ao aço carbono.
4.3.2.3 – Curvas de Tafel e determinação de Taxas de Corrosão
Com objetivo de obter uma condição do ambiente extremamente agressiva, a solução de
trabalho (água produzida do poço CP-1299) foi mantida a uma temperatura constante de 50
o
C e
saturado o meio com CO
2
através do borbulhamento na solução antes (30 minutos) e durante os
experimentos. Ao atingir o equilíbrio, traçou-se a curva polarográfica anódica através da técnica
potenciodinâmica a partir do potencial de corrosão até o potencial de 0,120 V vs E
cor
, a uma
115
velocidade de varredura de 0,2mV/s, para a curva anódica e -0,120 V vs. E
cor
para a curva
catódica. Para cada curva foi utilizado um eletrodo de trabalho e uma solução nova. Este
experimento foi feito para as duas amostras em estudo: aço carbono SAE 4142 D e aço SAE 4142
D revestido com uma liga NiCr 80-20. Através da curva de Tafel, pudemos determinar as
constantes anódica (β
a
) e catódica (β
c
) de Tafel, que são apresentadas nas Figuras 67 a 70,
respectivamente.
1E-6 1E-5 1E-4 1E-3 0,01
-0,52
-0,50
-0,48
-0,46
-0,44
-0,42
-0,40
η(V)
i
lida
(A)
Aço SAE 4142 D
β
a
= 0,0203 V, r = 0,9976
Figura 67 - Curva anódica de Tafel para o aço SAE 4142 D. Meio: água produzida saturada com CO2 e
Tconstante=50oC.
116
1E-6 1E-5 1E-4
-0,70
-0,68
-0,66
-0,64
-0,62
-0,60
-0,58
-0,56
η(V)
i
lida
(A)
Aço SAE 4142 D
β
c
= 0,126 V, r = 0,9972
Figura 68 - Curva catódica de Tafel para o aço SAE 4142 D. Meio: água produzida saturada com CO2 e
Tconstante=50oC.
117
1E-5 1E-4 1E-3
-0,42
-0,40
-0,38
-0,36
-0,34
-0,32
-0,30
-0,28
η(V)
I(A)
80Ni20Cr
β
a
= 0,09558 V, r = 0,99868
Figura 69 - Curva anódica de Tafel para a liga NiCr 80-20. Meio: água produzida saturada com CO2 e
Tconstante=50oC.
118
1E-6 1E-5 1E-4
-0,52
-0,50
-0,48
-0,46
-0,44
-0,42
-0,40
-0,38
η(V)
I(A)
80Ni20Cr
β
c
= 0,08854 V, r = 0,99639
Figura 70 - Curva catódica de Tafel para a liga NiCr 80-20. Meio: água produzida saturada com CO2 e
Tconstante=50oC.
A partir da composição da liga e dos dados apresentados na Tabela 25, calculou-se o
equivalente-grama (E
W
) aplicando a equação 14 do capítulo 2. O valor do equivalente-grama
calculado foi 25,89618 g. A massa específica adotada para a liga de NiCr 80-20 foi de 8,4116
g.cm
-3
, obtida a partir do ASM Alloy Digest, NiCr 80-20 Alloy, 1973.
Tabela 25 - Parâmetros para cálculo do equivalente-grama da liga NiCr 80-20.
Elemento Composição (%) Peso Atômico Nox
Ni 76,51 58,71 2
Cr 21,42 51,996 3
Fe 0,54 55,847 2
119
A Tabela 26 apresenta os dados obtidos dos ensaios eletroquímicos para determinação da
taxa de corrosão pelo método da extrapolação de Tafel. Os valores de β
a
e β
c
(obtidos das curvas
de Tafel), foram utilizados para determinar a corrente de corrosão que foi calculada pela equação
12 do capítulo 2. As taxas de corrosão foram calculadas através da equação 13 do capítulo 2.
Tabela 26 - Parâmetros levantados nos ensaios eletroquímicos para determinação das taxas de corrosão pelo
método da extrapolação de Tafel.
Parâmetro Revestimento
NiCr
Aço carbono SAE
4142D
β
a
(V.década
-1
)
0,09558 0,02032
β
c
(V.década
-1
)
0,08856 0,12616
i
Corr
µA/cm
2
19,4592 66,6658
E
Corr
(mV) -407,00 -649,75
Taxa de Corrosão (mm.ano
-1
)
0,1959 0,7865
Utilizando o método de polarização linear, encontramos o valor de Rp através da equação
11 do capítulo 2, e com os valores das constantes de Tafel (β
a
e β
c
), calculamos a corrente de
corrosão e a taxa de corrosão. A Tabela 27 apresenta os dados obtidos do ensaio eletroquímico
para determinação da taxa de corrosão pelo método de polarização linear.
Tabela 27 - Parâmetros levantados nos ensaios eletroquímicos para determinação das taxas de corrosão pelo
método da polarização linear.
Parâmetro Revestimento
NiCr
Aço carbono SAE
4142D
β
a
(V.década
-1
)
0,09558 0,02032
β
c
(V.década
-1
)
0,08856 0,12616
i
Corr
µA/cm
2
15,4935 69,9789
Rp (ohm.cm
2
) 1288,32 108,64
Taxa de Corrosão (mm.ano
-1
)
0,1559 0,8255
120
Verificamos que a taxa de corrosão obtida para o aço carbono é aproximadamente cinco
vezes maior do que a liga NiCr. As taxas são consideradas severas pela classificação da NACE
RP 0775, porém para a liga NiCr pode-se considerar aceitável, visto que o ensaio foi realizado
em condição de extrema corrosividade, com o meio saturado de CO
2
. O método de polarização
linear é um método comparativo e aceitável, porém, pode haver erros que chegam a 35%.
4.4 – Teste de campo
O teste de campo consistiu da instalação das hastes nos poços selecionados, e após um
tempo de cinco a oito meses de exposição, quando houve alguma falha, as hastes foram retiradas
e inspecionadas pelo procedimento de inspeção utilizado pela Petrobras, e em seguida foi
validado o planejamento experimental.
4.4.1 – Instalação das hastes
A Tabela 28 apresenta os dados de instalação das hastes nos poços CP-0077, CP-0376,
CP-1161 e CP-1206 com a composição da coluna de produção. A composição da coluna do poço
CP-1299 não está apresentada, pois as hastes instaladas nesse poço no dia 29/01/2007, ainda não
foram retiradas. Nesse poço foram instaladas 50 (cinqüenta) hastes 1” DS c/ guias de nylon, 54
(cinqüenta e quatro) hastes 7/8” DS c/ guias de nylon, 3 (três) hastes curta 1” e as 6 (seis) hastes
revestidas com NiCr 80-20 pelos três processos de aspersão térmica (flame spray, arc spray e
HVOF).
Verifica-se que em todos os poços, somente as hastes comuns (aço carbono sem
revestimento), foram instaladas com três guias de nylon para proteção contra abrasão. Outra
observação relevante foi que as hastes comuns instaladas foram API grau DS, enquanto que as
hastes revestidas com NiCr foram API grau D, que são hastes menos resistentes à corrosão.
121
Tabela 28 - Composição da Coluna de Produção dos poços selecionados para o estudo.
CP-0077 CP-0376 CP-1161 CP-1206
Data da Instalação
11/01/2007
Data da Instalação
13/02/2007
Data da Instalação
01/01/2007
Data da Instalação
11/12/2006
Haste Polida
2 hastes curtas 1"
22 hastes 1" DS c/ guias de
nylon
1 haste curta 7/8"
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS com guias de
nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS com guias de
Nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
1 haste curta 7/8"
40 hastes 7/8" DS c/ guias de
nylon
1 haste curta 7/8"
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS com guias de
nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS com guias de
Nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
1 haste curta 7/8"
10 hastes 7/8" DS c/ guias de
nylon
20 hastes 1" DS c/ guias de
nylon
Bomba de fundo
Haste Polida;
4 hastes curtas 1"
33 hastes 1" DS c/ guias de
nylon
1 haste 7/8" DS com guia
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
40 hastes 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
10 hastes 7/8" DS c/ guias de
nylon
Bomba de fundo
Haste Polida;
2 hastes curtas 1"
34 hastes 1" DS c/ guias de
nylon
5 hastes 7/8" DS com guia
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
35 hastes 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon;
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
11 hastes 7/8" DS c/ guias de
nylon
Bomba de fundo
Haste polida
2 hastes curtas 7/8"
34 hastes 7/8" DS c/ guias de
nylon
1 haste curta 7/8"
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
40 hastes 7/8" DS com guias
nylon
1 haste curta
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Flame Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo Arc Spray
1 haste 7/8" DS c/ guias de
nylon
1 haste 7/8" D revestida pelo
processo HVOF
5 hastes de peso 1 3/4" D78
Bomba de fundo
122
4.4.2 – Retirada das hastes
A seguir são descritas as observações referentes às retiradas das hastes dos poços CP-
0077, CP-0376, CP-1161 e CP-1206:
Poço CP-0077
Retiradas em 16/05/2007
Tempo de exposição: 4 meses e 5 dias
Houve mais 2 (duas) intervenções nesse período com troca de hastes comuns partidas.
Não houve abrasão acentuada.
O aspecto corrosivo das hastes comuns localizadas na parte inferior do poço foi muito
mais agressivo do que na parte superior.
Hastes revestidas demonstraram boa resistência à corrosão, porém com corrosão
localizada no meio da haste, onde houve deformação que pode ter levado à falha do
revestimento (percebe-se inclusive deformação plástica), principalmente a revestida por
HVOF (Figura 71).
Haste revestida por Arc spray instalada na parte inferior do poço teve muita falha de
aderência do revestimento e rompeu no meio (Figura 71).
Haste revestida por Flame spray teve melhor resultado (Figura 71).
Figura 71 - Deformação no meio da haste retirada do poço CP-0077, com corrosão localizada.
HVOF
FLAME SPRAY
ARC SPRAY
Deformação no
meio da haste
Local de ruptura
123
Poço CP-1206
Retiradas em 06/06/2007.
Tempo de exposição: 5 meses e vinte e seis dias
Houve outra intervenção nesse período para troca de luva instalada em uma haste
revestida, com alta abrasão e corrosão.
As guias utilizadas nas hastes comuns tiveram bom desempenho nas hastes localizadas na
parte superior, que teve luvas muito desgastadas e as hastes permaneceram íntegras, já na
parte inferior houve muita abrasão nas hastes, principalmente nas revestidas que não
tinham guias.
O aspecto corrosivo das hastes comuns localizadas na parte inferior do poço foi de
corrosão severa e uniforme, já na parte superior praticamente não houve corrosão.
A haste revestida por HVOF instalada na parte inferior do poço apresentou empolamentos
no revestimento em todo seu corpo, e rompeu em região com corrosão localizada. A haste
localizada na parte superior teve desgaste por corrosão/abrasão, mas foi aprovada.
As hastes revestidas por Flame Spray e Arc spray instaladas na parte inferior do poço
apresentaram corrosão severa, porém, localizada, principalmente nos locais que, devido à
alta abrasão, houve perda de revestimento. As hastes localizadas na parte superior tiveram
desgaste por corrosão/abrasão, mas foram aprovadas. A haste revestida por Flame spray
teve melhor resultado.
Poço CP-0376
Retiradas em 02/08/2007
Tempo de exposição: 5 meses e 20 dias
O poço não apresentou comportamento corrosivo, porém muito abrasivo. Todas as hastes
normais apresentaram abrasão, mesmo com a utilização de guias
Algumas hastes comuns sofreram torções o que provavelmente levou a ruptura da haste
94 localizada próxima ao fundo do poço (Figura 72).
Todas as hastes revestidas foram aprovadas pela inspeção, porém, apresentaram corrosão
nos pontos de falhas de revestimento, tanto por abrasão quanto por falha na aplicação do
124
mesmo (baixa espessura), principalmente as revestidas pelos processos Arc spray e Flame
spray, que, aparentemente, foram as de pior desempenho.
As hastes revestidas por HVOF tiveram melhores resultados para as duas posições
(inferior e superior).
Figura 72 - Hastes retiradas do poço CP-0376.
Poço CP-1161
Retiradas em 18/09/2007
Tempo de exposição: 8 meses e 17 dias
O poço não apresentou comportamento corrosivo, porém, muito abrasivo.
As guias efetivamente protegeram as hastes não revestidas
A causa de intervenção foi furo na tubulação.
Observou-se que os revestimentos, mesmo sendo reprovadas, tiveram desempenho quanto
à abrasão melhor que as hastes comuns, mesmo sendo instaladas sem guias de nylon.
Detalhe do local de
f
r
atura da haste comum
125
4.4.3 - Inspeção das hastes
A Tabelas 29 e 31 apresentam os resultados das inspeções visuais realizadas nas hastes
revestidas com NiCr 80-20 e das hastes comuns (sem revestimento) retiradas dos poços CP-0077,
CP-0376, CP-1161 e CP-1206. As inspeções foram realizadas nas instalações da Petrobras (ATP-
ST/IP – Desparafinação), em Carmópolis, de acordo com o procedimento de inspeção visual da
empresa CDQ Inspeção Tubular Serviços LTDA. Na Tabela 30 é apresentada a legenda utilizada
no procedimento, para modo de falha e causa.
Tabela 29 - Resultados da Inspeção Visual das hastes revestidas retiradas dos poços selecionados.
POÇO
CP-0077 CP-0376 CP-1161 CP-1206
POSIÇÃO
DA HASTE
HASTE
CLASSE
MODO
CAUSA
CLASSE
MODO
CAUSA
CLASSE
MODO
CAUSA
CLASSE
MODO
CAUSA
FLAME I II B P IV B O II B P
ARC II B K II B P IV B O II B P
SUPERIOR
HVOF I II B P IV B O II B P
FLAME IV B K II B P IV B O IV B P
ARC IV A K II B P IV B O IV B P
INFERIOR
HVOF I II B P IV B O IV A P
APROVADA
REPROVADA
Tabela 30 - Legenda de Modo de Falha e Causa para Inspeção Visual de Hastes de bombeio.
LEGENDA
MODO CAUSA
A-ROMPIMENTO K-CORROSÃO ALVEOLAR LOCALIZADA
B-DESGASTE L-CORROSÃO ALVEOLAR GENERALIZADA
C-DANO M- MARCA DE FERRAMENTA
E-EMPENO N- MOSSA/AMASSAMENTO
F-TORÇÃO O- ABRASÃO
G-ALONGAMENTO P- CORROSÃO/ABRASÃO
H-INCRUSTAÇÃO Q- EXCESSO DE TORÇÃO
I-TRINCA R- TRINCAS
J-OUTROS S- OUTROS
126
Tabela 31 - Resultados da Inspeção Visual realizada nas hastes comuns retiradas dos poços selecionados.
POÇO CP-0077 CP-0376 CP-1161 CP-1206 TOTAL
TOTAL DE HASTES
97 92 89 75 353
TOTAL REPROVADAS
97 13 51 37 198
% DE REPROVAÇÃO
100% 14% 57% 49% 56%
REPROVADAS (PARTE INFERIOR)
49 13 45 37 144
% REPROVAÇÃO (PARTE INFERIOR)
100% 28% 100% 100% 73%
REPROVADAS (PARTE SUPERIOR)
48 0 6 0 54
LAUDO
% REPROVADAS (PARTE ISUPERIOR)
100% 0% 14% 0% 27%
CORROSÃO ALVEOLAR GENERALIZADA
49
100%
0 0% 0 0% 0 0% 49 89%
ABRASÃO
0 0% 0 0% 6 100%
0 0% 6 11%
CORROSÃO /ABRASÃO
0 0% 0 0% 0 0% 0 0% 0 0%
CAUSA
(PARTE
SUPERIOR)
TOTAL
49
100%
0 0% 6 100%
0 0% 55 100%
CORROSÃO ALVEOLAR GENERALIZADA
47
98% 0 0% 0 0% 0 0% 47 33%
ABRASÃO
0 0% 1 8% 45
100%
37
100%
83 58%
CORROSÃO /ABRASÃO
1 2% 12
92% 0 0% 0 0% 13 9%
CAUSA
(PARTE
INFERIOR)
TOTAL
48
100%
13
100%
45
100%
37
100%
143
100%
CORROSÃO ALVEOLAR GENERALIZADA
96
99% 0 0% 0 0% 0 0% 96 48%
ABRASÃO
0 0% 1 8% 51
100%
37
100%
89 45%
CORROSÃO /ABRASÃO
1 1% 12
92% 0 0% 0 0% 13 7%
CAUSA
(TOTAL)
TOTAL
97
100%
13
100%
51
100%
37
100%
198
100%
De acordo com os dados da Tabela 29, verifica-se que 46% das hastes revestidas foram
reprovadas, das quais 55% tiveram como causa abrasão, 27% corrosão/abrasão e 18% (2 hastes),
corrosão alveolar localizada. Da Tabela 31, verifica-se que 56% das hastes comuns foram
reprovadas, das quais 48% tiveram como causa corrosão alveolar generalizada, 45% somente
abrasão e 7% corrosão/abrasão.
Todas as hastes comuns retiradas do poço CP-0077 foram reprovadas na inspeção visual,
das quais 99% tiveram como causa, corrosão alveolar generalizada (Figura 73), enquanto que das
6 (seis) hastes revestidas retiradas desse poço, 4 (quatro) foram aprovadas e as hastes revestidas
127
por flame spray e arc spray instaladas na parte inferior do poço foram reprovadas por corrosão
alveolar localizada, ou seja, apenas em pontos de falha de revestimento.
Figura 73 - Hastes comuns retiradas do poço CP-0077 com corrosão alveolar generalizada.
Apenas 14% das hastes comuns retiradas do poço CP-0376 foram reprovadas, todas
estavam instaladas na parte inferior do poço, das quais 92% tiveram como causa
corrosão/abrasão. Nesse poço todas as hastes revestidas tiveram desgaste de corrosão/abrasão,
porém todas foram aprovadas pelos critérios do procedimento de inspeção.
Guias de Nylon
128
Figura 74 - Hastes comuns e revestidas retiradas do poço CP-0376.
As hastes revestidas tiveram bom desempenho contra abrasão, visto que, as hastes comuns
que estavam instaladas adjacentes às revestidas foram reprovadas. A Figura 74 mostra que as
guias de nylon instaladas nas hastes comuns foram totalmente consumidas pela abrasão e as
hastes revestidas que estavam instaladas junto dessas hastes praticamente não tiveram desgaste.
O poço CP-1161 apresentou comportamento abrasivo elevado principalmente na parte
inferior. Das 95 hastes retiradas desse poço, as 57 hastes instaladas da primeira haste (fundo) para
cima foram reprovadas, inclusive as hastes revestidas, todas tiveram como causa, abrasão. As 38
hastes instaladas na parte superior do poço também tiveram desgaste abrasivo, porém, as guias de
nylon instaladas foram quase totalmente consumidas pela abrasão, protegendo essas hastes.
Haste revestida por Flame Sray
Haste revestida por HVOF
Haste Comum com guia consumida por abrasão
Haste Comum reprovada por corrosão/abrasão
129
O poço CP-1206 teve metade das hastes comuns e revestidas reprovadas, todas as que
estavam instaladas na metade inferior da coluna de produção. A causa da reprovação de todas
elas foi corrosão/abrasão.
4.4.4 – Validação do Planejamento Experimental
O objetivo dos testes de campo foi determinar a melhor combinação das variáveis para se
obter um melhor desempenho das hastes de bombeio em operação. Um planejamento fatorial 2
2
com repetição foi utilizado para melhor entendimento da influência das variáveis: presença ou
não de revestimento NiCr obtido por determinado processo de aspersão térmica (x
1
) e a posição
das hastes, superior e inferior, na coluna do poço (x
2
).
Foi decidido utilizar apenas os poços CP-0376 e CP-1206 para a validação do
planejamento, pois, de acordo com a Tabela 21, os mesmos apresentaram condições físico-
químicas semelhantes, bem como o mesmo modo e causa de falha nas hastes.
As matrizes do planejamento proposto, juntamente com os resultados obtidos das
inspeções visuais realizadas após a retirada das hastes dos poços, são mostradas nas Tabelas 32 a
34. O detalhamento da obtenção das variáveis de resposta, a partir do resultado das inspeções das
hastes é mostrado no Apêndice 1.
Tabela 32 - Matriz de planejamento experimental e resultados obtidos com revestimento NiCr (Flame Spray).
Experimento
Variáveis codificadas
Variáveis Reais Poço instalado
x
1
x
2
Revestimento
Posição Poço CP-0376
Poço CP-1206
1 -1 -1 Ausente Inferior 46 19
2 +1 -1 Presente Inferior 60 20
3 -1 +1 Ausente Superior 60 56
4 +1 +1 Presente Superior 60 60
Tabela 33 - Matriz de planejamento experimental e resultados obtidos com revestimento NiCr (Arc Spray).
Experimento
Variáveis codificadas
Variáveis Reais Poço instalado
x
1
x
2
Revestimento
Posição Poço CP-0376
Poço CP-1206
1 -1 -1 Ausente Inferior 46 19
2 +1 -1 Presente Inferior 60 20
3 -1 +1 Ausente Superior 60 56
4 +1 +1 Presente Superior 60 60
130
Tabela 34 - Matriz de planejamento experimental e resultados obtidos com revestimento NiCr (HVOF).
Experimento
Variáveis codificadas
Variáveis Reais Poço instalado
x
1
x
2
Revestimento
Posição Poço CP-0376
Poço CP-1206
1 -1 -1 Ausente Inferior 46 19
2 +1 -1 Presente Inferior 60 0
3 -1 +1 Ausente Superior 60 56
4 +1 +1 Presente Superior 60 60
Verifica-se que o desempenho das hastes instaladas na parte superior dos poços foi
melhor do que as instaladas na parte inferior. De uma maneira geral, as hastes com revestimento
tiveram melhor desempenho do que as hastes de aço-carbono sem o revestimento, com exceção
da haste revestida por HVOF que rompeu em operação.
As Tabelas 35, 36 e 37 apresentam os dados da análise dos efeitos, erros-padrão e do teste
t de Student. Verifica-se que a variável x
2
(posição da haste) apresentou influência significativa
ao nível de 75% de confiança, sendo selecionada para estimativa do modelo matemático que
descreve o processo de revestimento de haste de bombeio estudado.
Tabela 35 - Estimativas dos efeitos, erros padrão e teste t de Student para o desempenho de hastes de bombeio
revestidas por Flame Spray, de acordo com o planejamento fatorial 2
2
.
Variáveis Efeitos Erro-padrão Valores de t p
Média 47,625*
± 6,053*
7,87* 0,0014*
Revestimento (x
1
)
4,75
± 12,106
0,39 0,7148
Posição (x
2
) 22,75*
± 12,106*
1,88* 0,1334*
Interação x
1.
x
2
-2,75
± 12,106
-0,23 0,8314
p< 0,25; R
2
= 0,483
Tabela 36 - Estimativas dos efeitos, erros padrão e teste t de Student para o desempenho de hastes de bombeio
revestidas por Arc Spray, de acordo com o planejamento fatorial 2
2
.
Variáveis Efeitos Erro-padrão Valores de t p
Média 47,625*
± 6,053*
7,87* 0,0014*
Revestimento (x
1
)
4,75
± 12,106
0,39 0,7148
Posição (x
2
) 22,75*
± 12,106*
1,88* 0,1334*
Interação x
1.
x
2
-2,75
± 12,106
-0,23 0,8314
p< 0,25; R
2
= 0,483
131
Tabela 37 - Estimativas dos efeitos, erros padrão e teste t de Student para o desempenho de hastes de bombeio
revestidas por HVOF, de acordo com o planejamento fatorial 2
2
.
Variáveis Efeitos Erro-padrão Valores de t p
Média 45,125*
± 8,240*
5,48* 0,0054*
Revestimento (x
1
)
-0,25
± 16,479
-0,02 0,9886
Posição (x
2
) 27,75*
± 16,479*
1,68* 0,1675*
Interação x
1.
x
2
2,25
± 16,479
-0,14 0,8980
p< 0,25; R
2
= 0,483
Os efeitos principais foram ajustados por análise de regressão múltipla para um modelo
linear e a melhor função linearizada pode ser demonstrada pelas equação 25, 26 e 27, para os
processos flame spray, arc spray e HVOF, respectivamente:
y
ˆ
= 47,625 + 2,375x
1
+ 11,375x
2
-1,375x
1
x
2
Eq. 25
y
ˆ
= 47,625 + 2,375x
1
+ 11,375x
2
-1,375x
1
x
2
Eq. 26
y
ˆ
= 45,125 – 0,125x
1
+ 13,875x
2
-1,125x
1
x
2
Eq. 27
Onde: y é a variável resposta, e x
1
e x
2
representam os valores codificados para a presença
do revestimento no haste e a posição dela no poço respectivamente.
Observamos que o erro padrão em todos os experimentos foi alto, no entanto, devemos
considerar que por se tratar de teste em condições reais, não é possível assegurar a repetibilidade
dos experimentos. A composição química da água produzida não é estável em um mesmo poço, e
muito menos quando comparamos diferentes poços.
O efeito principal, que é o desempenho das hastes de bombeio em operação, é verificado
nas tabelas 34 a 36 que foi significativo, entretanto, o coeficiente de correlação não foi
significativo devido ao teste de campo em condições reais de operação não assegurar a
repetibilidade dos experimentos, conforme discutido anteriormente.
132
A variável posição da haste no poço (x2) teve maior significância que a variável
revestimento (x1), conforme mostra as Tabelas 38, 39 e 40, considerando que as hastes situadas
na parte inferior do poço sofrem mais agressão que as hastes localizadas na parte superior. A
interação entre a posição das hastes no poço e o tipo de revestimento apresenta um valor
significativo, isto é, quando passamos da parte inferior para a parte superior do poço a agressão
diminui e os revestimentos aplicados melhoram também o desempenho das hastes.
Tabela 38 - Análise de Variância para o modelo fatorial proposto para o revestimento obtido por flame spray.
Efeitos Soma
quadrática
Graus de
liberdade
Média
quadrática
F P
X
1
45,125 1 45,125 0,154 0,7148
X
2
1035,125* 1* 1035,125* 3,531*
0,1334*
Interação x
1.
x
2
15,125 1 15,125 0,516 0,8314
Erro Puro 1172,500 4 293,125
Total 2267,875 7
Tabela 39 - Análise de Variância para o modelo fatorial proposto para o revestimento obtido por arc spray.
Efeitos Soma
quadrática
Graus de
liberdade
Média
quadrática
F P
X
1
45,125 1 45,125 0,154 0,7148
X
2
1035,125* 1* 1035,125* 3,531*
0,1334*
Interação x
1.
x
2
15,125 1 15,125 0,516 0,8314
Erro Puro 1172,500 4 293,125
Total 2267,875 7
Tabela 40 - Análise de Variância para o modelo fatorial proposto para o revestimento obtido por HVOF.
Efeitos Soma
quadrática
Graus de
liberdade
Média
quadrática
F p
x
1
0,125 1 0,125 0,00023
0,9886
x
2
1540,125* 1* 1540,125* 2,836* 0,1675*
Interação x
1.
x
2
10,125 1 10,125 0,0186 0,8980
Erro Puro 2172,500 4 543,125
Total 3722,875 7
O modelo matemático que representa o processo na região experimental, estudado
conforme as equações 25, 26 e 27, apresentou de forma parcial o desempenho das hastes de
133
bombeio em operação devido ao baixo valor do coeficiente de correlação (R
2
= 0,483, Tabelas
35, 36 e 37), que mostrou que 48,3% da variabilidade pode ser explicada pelo modelo (BARROS
NETO et al., 1995).
De acordo com a estimativa de efeitos, a interação entre o processo de aspersão térmica e
a posição das hastes na coluna de produção do poço, confirma a análise de variância (Tabelas 37,
38 e 39), ressaltando-se que os resultados obtidos validam as análises discutidas anteriormente,
podendo-se determinar que as hastes localizadas na posição superior tiveram melhor desempenho
para os três processos de revestimento testados.
134
5 - CONCLUSÕES
Com o objetivo de prevenir falhas prematuras em hastes de bombeio de petróleo, com
aplicação de revestimento metálico, foi avaliado o comportamento à corrosão do revestimento
NiCr aspergido termicamente exposto a fluidos produzidos de campos terrestres de petróleo,
através de ensaios de campo e de laboratório, e também sua caracterização mecânica e física. As
conclusões obtidas a partir dos resultados dos ensaios e caracterizações são apresentadas neste
capítulo. A partir de dificuldades na interpretação de alguns dos resultados gerados neste estudo
são também apresentadas sugestões para trabalhos futuros.
Caracterização do revestimento NiCr
- Foi verificado através de ensaios de microdureza que os revestimentos obtidos por flame spray e
arc spray tiveram dureza muito próximas das do substrato de aço carbono, enquanto que o
revestimento obtido por HVOF, devido a sua menor porosidade e ao maior teor de cromo na liga,
apresentou uma dureza mais elevada, o que contribuiu para seu melhor desempenho contra
abrasão.
- Os resultados de indentação interfacial apresentaram uma melhor tenacidade aparente da
interface para o revestimento obtido por HVOF, seguido de perto pelo arc spray. O revestimento
obtido por flame spray teve o valor de tenacidade aparente da interface metade da calculada para
o arc spray, porém no teste de campo essa diferença não foi caracterizada visto que esses dois
processos tiveram comportamento semelhante no teste de campo.
Comportamento do revestimento NiCr à corrosão
- As hastes revestidas apresentaram um bom desempenho contra a corrosão quando testadas em
condições reais de operação, visto que no poço CP-0077, todas as hastes comuns retiradas foram
reprovadas por corrosão alveolar generalizada, e quatro das seis hastes revestidas foram
aprovadas (três localizadas na parte superior e a revestida por HVOF da parte inferior).
- Os ensaios de imersão indicaram uma boa resistência à corrosão do revestimento obtido por
HVOF;
135
- A liga NiCr 80-20 apresentou resistência à polarização de cinco vezes maior que a liga de aço
carbono SAE 4142;
Teste de campo
- Foi observado que o comportamento das hastes instaladas na parte superior do poço foi muito
menos agressivo do que na parte inferior, influenciando o desempenho tanto das hastes revestidas
quanto das hastes de aço carbono.
- Dos poços selecionados para o teste de campo apenas um teve comportamento de alta
corrosividade, dois tiveram processos de corrosão/abrasão e o quarto teve apenas corrosão, ou
seja, do ponto de vista da corrosão as hastes revestidas tiveram bom desempenho, visto que, com
a maioria das falhas por corrosão só ocorreram nos poços onde houve abrasão, e nos pontos de
desgaste do revestimento pela abrasão.
Sugestões para pesquisas futuras
Diante da dificuldade de interpretação de alguns resultados e das limitações impostas pelo
escopo e pelas técnicas de caracterização de água utilizadas neste trabalho, sugere-se para
pesquisas futuras:
- Estudar outros tipos de revestimento nas hastes (metálicos e/ou poliméricos);
- Caso os poços selecionados para o teste de campo tenham histórico de abrasão, realizar
o teste com instalação de no mínimo três guias de nylon nas hastes revestidas;
- Estudar o comportamento de revestimentos à abrasão.
- Melhorar o controle de qualidade na aplicação do revestimento nas hastes de bombeio
por aspersão térmica, principalmente no controle da espessura.
- Aumento da precisão dos métodos de determinação em campo dos teores de oxigênio,
gás sulfídrico e gás carbônico dissolvidos em água produzida em campos terrestres de petróleo;
- Simulação em laboratório das condições físico-químicas e hidrodinâmicas da produção
de petróleo encontradas nos campos terrestres do Estado de Sergipe.
136
6 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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143
APÊNDICE 1
Obtenção das variáveis de resposta para o planejamento experimental a partir do resultado das
inspeções das hastes de bombeio:
Os seguintes pesos foram definidos para quantificar o valor residual das hastes após a inspeção
realizada:
PESO
CLASSE 1 80
CLASSE 2 60
CLASSE 3 40
CLASSE 4 20
hCLASSE 5 0
O cálculo do valor residual é feito da seguinte forma: multiplicam-se cada quantidade de hastes
pelo peso, de acordo com a sua classificação, em seguida soma esses valores e divide pela
quantidade total de hastes.
Exemplo:
Para o poço CP-0376 (parte superior):
VALOR RESIDUAL = (5x60 + 26x60) / 31 = 60
POÇO:
CP - 0376
HASTES COMUNS SEM REVESTIMENTO INSTALADAS NA PARTE
SUPERIOR (-1, +1)
DATA
MOTIVO
QUANT.
HASTE 1 pol
QUANT.
HASTE 7/8 pol VALOR
INSPEÇÃO
CLASSIFICAÇÃO
1
2 3 4 1 2 3 4 RESIDUAL
15/08/2007 CORROSÃO
TOTAL
ABRASÃO
HASTES
CORR.+ABRAS. 5 26
60,0
31 INCRUSTAÇÃO
TORÇÃO
RESULTADO DA VARIÁVEL RESPOSTA 60
144
HASTES COMUNS SEM REVESTIMENTO INSTALADAS NA PARTE
INFERIOR (-1, -1)
DATA
MOTIVO
QUANT.
HASTE 1 pol
QUANT.
HASTE 7/8 pol VALOR
INSPEÇÃO
CLASSIFICAÇÃO
1
2 3 4 1 2 3 4 RESIDUAL
15/08/2007 CORROSÃO
TOTAL
ABRASÃO 1 0,6
HASTES
CORR.+ABRAS. 20
10 45,2
31 INCRUSTAÇÃO
TORÇÃO
RESULTADO DA VARIÁVEL RESPOSTA 46
HASTES REVESTIDAS
REVESTIMENTO / POSIÇÃO VARIÁVEL
CODIFICADA
CLASSE VARIÁVEL
RESPOSTA
FLAME SPRAY – SUPERIOR +1, +1 II 60
ARC SPRAY - SUPERIOR +1, +1 II 60
HVOF – SUPERIOR +1, +1 II 60
FLAME SPRAY – INFERIOR +1, -1 II 60
ARC SPRAY – INFERIOR +1, -1 II 60
HVOF – INFERIOR +1, -1 II 60
145
POÇO:
CP - 1206
HASTES COMUNS SEM REVESTIMENTO INSTALADAS NA PARTE
SUPERIOR (-1, +1)
DATA
MOTIVO HASTE 1 pol HASTE 7/8 pol VALOR
INSPEÇÃO
CLASSIFICAÇÃO 1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 RESIDUAL
21/08/2007 CORROSÃO
ABRASÃO
TOTAL
HASTES
CORR.+ABRAS. 25
6 56,1
31 INCRUSTAÇÃO
TORÇÃO
RESULTADO
DA
VARIÁVEL
RESPOSTA 56
HASTES COMUNS SEM REVESTIMENTO INSTALADAS NA PARTE
INFERIOR (-1, -1)
DATA
MOTIVO HASTE 1 pol HASTE 7/8 pol VALOR
INSPEÇÃO
CLASSIFICAÇÃO 1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 RESIDUAL
21/08/2007 CORROSÃO
TOTAL
ABRASÃO
HASTES
CORR.+ABRAS. 30
1 19,4
31 INCRUSTAÇÃO
TORÇÃO
RESULTADO
DA
VARIÁVEL
RESPOSTA 19
HASTES REVESTIDAS
REVESTIMENTO / POSIÇÃO VARIÁVEL
CODIFICADA
CLASSE VARIÁVEL
RESPOSTA
FLAME SPRAY – SUPERIOR +1, +1 II 60
ARC SPRAY - SUPERIOR +1, +1 II 60
HVOF – SUPERIOR +1, +1 II 60
FLAME SPRAY – INFERIOR +1, -1 IV 20
ARC SPRAY – INFERIOR +1, -1 IV 20
HVOF – INFERIOR +1, -1 IV 0
146
APÊNDICE 2
RESULTADOS DAS ANÁLISES DE FLUIDOS DOS POÇOS SELECIONADOS:
Poço CP-0077 Data 28/05/2007 25/07/2007 07/11/2007
Parâmetros Unidade
Resultados
Cloretos
mg/L
20.014,90 22.140,10 23.214,20
Salinidade
mg/L
33.024,60 36.531,10 38.303,40
pH a 20°C
-
6,72 6,83 7,09
Ferro
mg/L
17,00 14,40 24,80
CO
2
mg/L
792,00
- -
Sulfeto
mg/L
6,85 - 3,50
H
2
S
mg/L
7,28 - 3,70
Alcalinidade Total
mg/L
714,00 724,20 734,40
Poço CP-0376 Data 23/05/2007 26/07/2007 02/10/2007 21/11/2007
Parâmetros Unidade
Resultados
Cloretos
mg/L
23.753,80 38.074,67 61.742,7 65.703,0
Salinidade
mg/L
39.193,80 62.823,21 101.875,5 108.409,9
pH a 20°C
-
6,89 7,22 6,84 6,88
Ferro
mg/L
6,70 13,80 66,0 59,0
CO
2
mg/L
90,00
* * *
Sulfeto
mg/L
5,90 6,46 9,8 4,8
H
2
S
mg/L
6,20 6,87 10,4 5,1
Alcalinidade Total
mg/L
408,00 518,16 483,5 377,5
Poço CP-1161 Data 28/05/2007
26/07/2007
04/10/2007
22/11/2007
Parâmetros Unidade
Resultados
Cloretos
mg/L
39.446,70 42.876,90 40.733,1 41.255,4
Salinidade
mg/L
65.087,10 70.746,88 67,209,5 68.071,4
pH a 20°C
-
6,50 6,60 6,98 6,92
Ferro
mg/L
75,5 168,00 13,8 9,4
CO
2
mg/L
748,00
* * *
Sulfeto
mg/L
15,01 12,93 5,1 4,4
H
2
S
mg/L
15,95 13,74 5,4 4,7
Alcalinidade Total
mg/L
490,00 571,20 422,3 439,0
147
Poço CP-1206 Data 25/05/2007
26/07/2007
04/10/2007 21/11/2007
Parâmetros Unidade
Resultados
Cloretos
mg/L
36.016,60 36.359,60 34.644,5 39.557,6
Salinidade
mg/L
59.427,40 59.993,34 57.163,4 65.270,1
pH a 20°C
-
6,60 7,30 6,78 6,87
Ferro
mg/L
47,2 19,20 73,0 5,6
CO
2
mg/L
616,00
* * *
Sulfeto
mg/L
5,50 5,82 13,6 2,9
H
2
S
mg/L
5,90 6,18 14,5 3,0
Alcalinidade Total
mg/L
481,00 469,20 485,5 435,1
Poço CP-1299 Data 29/05/2007
26/07/2007 04/10/2007
Parâmetros Unidade
Resultados
Cloretos
mg/L
46.821,60 50.937,74 47.164,6
Salinidade
mg/L
77.255,60 84.047,27 77.821,6
pH a 20°C
-
6,86 7,27 7,36
Ferro
mg/L
1,19 1,75 1,0
CO
2
mg/L
396,00 123,20
*
Sulfeto
mg/L
32,97 14,54 14,3
H
2
S
mg/L
35,03 15,45 15,2
Alcalinidade Total
mg/L
326,40 369,24 350,3
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