( PDF ) Compósitos portland-biopolímero para cimentação de poços de petróleo

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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE

CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E DA TERRA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E ENGENHARIA DE MATERIAIS

COMPÓSITOS PORTLAND-BIOPOLÍMERO

PARA CIMENTAÇÃO DE POÇOS DE PETRÓLEO

ULISSES TARGINO BEZERRA

Natal-RN

OUTUBRO/2006

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COMPÓSITOS PORTLAND-BIOPOLÍMERO

PARA CIMENTAÇÃO DE POÇOS DE PETRÓLEO

ULISSES TARGINO BEZERRA

COMPÓSITOS PORTLAND-BIOPOLÍMERO

PARA CIMENTAÇÃO DE POÇOS DE PETRÓLEO

Tese apresentada ao Programa de Pós-Graduação em

Ciência e Engenharia de Materiais, do Centro de

Ciências Exatas e da Terra, da Universidade Federal do

Rio Grande do Norte, como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do título de Doutor em

Ciência e Engenharia de Materiais.

Área de Concentração: Polímeros e Compósitos

Orientador: Dr. Antonio Eduardo Martinelli

Co-orientadora: Drª. Dulce Maria de Araújo Melo

Natal-RN

OUTUBRO/2006

Divisão de Serviços Técnicos

Catalogação da Publicação na Fonte. UFRN / Biblioteca Central

Zila Mamede

Bezerra, Ulisses Targino

Compósitos Portland-biopolímero para cimentação de poços de

petróleo / Ulisses Targino Bezerra. – Natal, RN, 2006.

287 p.

Orientador: Antonio Eduardo Martinelli

Co-orientadora: Dulce Maria de Araújo Melo

Tese (Doutorado) - Universidade Federal do Rio Grande do Norte.

Centro de Ciências Exatas e da Terra. Programa de Pós-Graduação em

Ciência e Engenharia dos Materiais.

1. Cimento Portland - Tese. 2. Biopolímero - Tese. 3. Cimentação

de poços – Tese. 4. Modelagem de bainha – Tese. I. Martinelli,

Antonio Eduardo. II. Melo, Dulce Maria de Araújo. III. Título.

RN/UF/BCZM CDU 666.942

COMPÓSITOS PORTLAND-BIOPOLÍMERO

PARA CIMENTAÇÃO DE POÇOS DE PETRÓLEO

ULISSES TARGINO BEZERRA

DATA DA DEFESA: ______________________________________________

ORIENTADORES: Dr. Antonio Eduardo Martinelli (principal)

______________________________________________

Drª. Dulce Maria de Araújo Melo (co-orientadora)

______________________________________________

01°

°°

° MEMBRO DA BANCA: Dr. Hélio Scatena Junior

______________________________________________

02°

°°

° MEMBRO DA BANCA: Dr. Josealdo Tonholo (examinador externo)

______________________________________________

03°

°°

° MEMBRO DA BANCA: Dr. Marcus Antônio de Freitas Melo

______________________________________________

04°

°°

° MEMBRO DA BANCA: Dr. Alexandro Diógenes Barreto (examinador externo)

______________________________________________

A organização da matéria viva, que apenas conseguimos idealizá-la

em nossos cérebros e é muito mais forte do que o discurso,

não passa da estaticidade se não conseguimos perceber

que a existência supera infinitamente a categoria do natural.

“... volto-me para o meu espírito.

É a ele que compete encontrar a verdade.

Mas como?

Incerteza grave, cada vez que o espírito se sente ultrapassado por si próprio;

quando ele, o pesquisador, é ao mesmo tempo o terreno obscuro onde deve procurar e onde

toda a sua bagagem não lhe servirá de nada.

Procurar?

Não só: criar.

Está perante qualquer coisa que ainda não existe e que só ele pode realizar, depois trazer à

luz” (Marcel Proust, À procura do tempo perdido, 1913-1927).

DEDICATÓRIA

Há quem saiba que dia é o melhor para cada coisa. Minha mãe é assim.

“Deus não deveria permitir que os cientistas e poetas morressem”, frase do meu pai.

Eu e meus quatro irmãos não podemos nos queixar dos pais que Deus nos deu.

Se meus filhos, Lucas e Maria Letícia, compreenderem quem são e como são os meus

pais, não precisarei me preocupar com os seus futuros.

Seus nomes: Alice e Tupan.

AGRADECIMENTOS

Antonio Eduardo Martinelli

Carlos Bittemilher de Araújo

Dulce Maria de Araújo Melo

Enguelberto de Medeiros Rodrigues

Érika Pinto Marinho

Flank Melo de Lima

Hélio Scatena Junior

Laboratório de Cimentos - LABCIM

Lucineide Balbino da Silva

Marcus Antônio de Freitas Melo

Normando Perazzo Barbosa

Roseane Aparecida Brito

Salustiano Miguel Souza Alves

Túlio Wagner Jacinto

RESUMO

A cimentação de poços é prática comum na indústria do petróleo. Poços antigos que

apresentam baixo rendimento passam a produzir mais quando se adota o processo de

recuperação secundária. Um dos procedimentos que pode ser adotado nestes poços é a

introdução de vapor d’água sob pressão para que o petróleo tenha sua viscosidade reduzida

e flua com mais facilidade para os poços da circunvizinhança. A temperatura elevada

provoca fissuração nas bainhas dos poços e conseqüente perda de estanqueidade devido ao

caráter rígido das bainhas de cimento Portland. Compósitos de cimento Portland aditivados

com biopolímero foram analisados com relação a três aspectos: propriedades mecânicas

previstas nas normas da ABNT e específicas para a indústria do petróleo; propriedades

reológicas também previstas em norma e avaliação numérica por elementos finitos

simulando bainhas de poços de petróleo. As pastas foram preparadas seguindo

planejamento fatorial prévio, com variação de três fatores: idade do cimento Portland,

concentração de biopolímero e fator água/cimento. Os resultados mostraram que a presença

do biopolímero elimina formação de água livre; funciona como acelerador de pega,

reduzindo o tempo de espessamento; aumenta as resistências à compressão e à tração em até

30 % e a tenacidade-resiliência em até 30 %. A análise por elementos finitos mostrou que a

ordem de grandeza das tensões despertadas pela temperatura no fundo do poço chega a ser

10 e 100 vezes superior às resistências à compressão e à tração, respectivamente, das pastas

ensaiadas em laboratório. Isto levou à constatação de que os ensaios não confinados de

propriedades mecânicas não conseguem medir o comportamento real das pastas, sendo

necessária a adaptação dos mesmos para a condição confinada. Um ensaio alternativo é

proposto por meio de um equipamento (SCERB) que simula as condições de fundo de poço.

Palavras-chave: cimento Portland; biopolímero; cimentação de poços; modelagem de

bainha.

ABSTRACT

The oil production in mature areas can be improved by advanced recovery techniques. In

special, steam injection reduces the viscosity of heavy oils, thus improving its flow to

surrounding wells. On the other hand, the usually high temperatures and pressures involved

in the process may lead to cement cracking, negatively affecting both the mechanical

stability and zonal isolation provided by the cement sheath of the well. The addition of

plastic materials to the cement is an alternative to prevent this scenario. Composite slurries

consisting of Portland cement and a natural biopolymer were studied. Samples containing

different contents of biopolymer dispersed in a Portland cement matrix were prepared and

evaluated by mechanical and rheological tests in order to assess their behavior according to

API (American Petroleum Institute) guidelines. FEM was also applied to map the stress

distribution encountered by the cement at bottom hole. The slurries were prepared

according to a factorial experiment plan by varying three parameters, i.e., cement age,

contents of biopolymer and water-to-cement ratio. The results revealed that the addition of

the biopolymer reduced the volume of free water and the setting time of the slurry. In

addition, tensile strength, compressive strength and toughness improved by 30% comparing

hardened composites to plain Portland slurries. FEM results suggested that the stresses

developed at bottomhole may be 10 to 100 times higher than the strength of the cement as

evaluated in the lab by unconfined mechanical testing. An alternative approach is proposed

to adapt the testing methodology used to evaluate the mechanical behavior of oilwell cement

slurries by simulating the confined conditions encountered at bottomhole.

Key-words: Portland cement; biopolymer; well cementing; structural sheath model.

SUMÁRIO

BANCA EXAMINADORA

EPÍGRAFE

DEDICATÓRIA

AGRADECIMENTOS

RESUMO

ABSTRACT

SUMÁRIO

LISTA DE FIGURAS

LISTA DE TABELAS

LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS

1 INTRODUÇÃO 018

1.1 OBJETIVOS 024

1.1.1 Objetivo geral 024

1.1.2 Objetivos específicos 024

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 026

2.1 Cimentos 026

2.2 Cimento Portland 029

2.3 Tipos e classes de cimento Portland 030

2.4 Composição potencial de Bogue e composição otimizada 035

2.5 Hidratação do cimento Portland 040

2.5.1 Reação de hidratação do silicato tricálcico (alita) 041

2.5.2 Reação de hidratação do silicato dicálcico (belita) 044

2.5.3 Reação de hidratação do aluminato tricálcico (celita) 046

2.5.4 Reação de hidratação do ferro-aluminato tetracálcico

(brownmilerita) 047

2.6 Hidratação do cimento Portland em temperatura elevada 049

2.7 Cimentação de poços 055

2.7.1 Tipos de cimentação 059

2.7.1.1 Cimentação primária 060

2.7.1.2 Cimentação secundária 060

2.7.2 Objetivos das operações de cimentação na completação 063

2.7.2.1 Correção de cimentação primária 063

2.7.2.2 Tamponamento de canhoneados 064

2.7.2.3 Reparos de vazamentos no revestimento 066

2.7.3 Aditivos para cimentação 067

2.8 Injeção de água e de vapor d’água 072

2.9 Adições poliméricas 076

2.9.1 Biopolímero 083

2.10 Resistência à tração 084

2.11 Microestrutura 089

2.12 Reologia do cimento Portland 090

3 METODOLOGIA 093

3.1 Materiais utilizados 093

3.2 Cálculo de pasta 094

3.3 Preparação das pastas cimentantes 095

3.4 Mistura 095

3.5 Homogeneização da pasta 096

3.6 Ensaios reológicos 097

3.7 Conteúdo de água livre 099

3.8 Resistência à compressão 099

3.9 Resistência à tração 100

3.10 Módulo de elasticidade na compressão e na tração 100

3.11 Difração de raios X 101

3.12 Microscopia eletrônica de varredura 101

3.13 Método dos elementos finitos 101

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO 104

4.1 Características físico-químicas 107

4.1.1 Composição otimizada das 34 bateladas e das bateladas 23 e 34 109

4.1.2 Quantidade de água necessária para hidratar o

cimento Portland especial 120

4.2 Análise termogravimétrica do biopolímero e

do cimento Portland especial 121

4.3 Propriedades mecânicas 123

4.3.1 Resistência à compressão 123

4.3.2 Módulo de elasticidade na compressão 129

4.3.3 Resiliência na compressão 135

4.3.4 Resistência à tração 140

4.3.5 Módulo de elasticidade na tração 145

4.3.6 Resiliência na tração 150

4.3.7 SCERB - Simulador de Contração e Expansão Radial

de Bainha 156

4.4 Comportamento reológico 166

4.4.1 Modelo de Bingham, de Potência e de Herschel-Bulkley 166

4.4.2 Viscosidade plástica e limite de escoamento 168

4.5 Água livre ambiente 172

4.6 Volume de filtrado 175

4.7 Tempo de espessamento 177

4.8 Correlações 182

4.8.1 Resistência à compressão e à tração 183

4.8.2 Módulo de elasticidade na compressão e na tração 184

4.8.3 Resiliência na compressão e na tração 185

4.9 Avaliação de fases formadas por difração de raios X 186

4.10. Morfologia das pastas endurecidas através de microscopia

eletrônica de varredura 193

5 CONCLUSÕES 199

6 RECOMENDAÇÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS 203

6.1 Classificação das pastas aditivadas com polímero 203

6.2 Sugestão para a norma NBR 9831 203

6.3 Ensaio de estabilidade 204

6.4 Ordem de mistura 204

6.5 Volume de filtrado 204

6.6 Rugosidade da tubulação de revestimento 205

6.7 FAC 206

6.8 Módulo de elasticidade e resiliência 206

6.9 Modelo de Herschel-Bulkley 206

7 ANEXOS 207

7.1 Método dos efeitos fixos 207

7.2 Resultados totais das propriedades mecânicas 213

7.2.1 Resistência à compressão 214

7.2.2 Módulo de elasticidade na compressão 222

7.2.3 Resiliência na compressão 230

7.2.4 Resistência à tração 238

7.2.5 Módulo de elasticidade na tração 246

7.2.6 Resiliência na tração 254

7.3 Projeto do SCERB

Simulador de Contração e Expansão Radial de Bainha 262

8 GLOSSÁRIO 263

REFERÊNCIAS 273

LISTA DE FIGURAS

Figura 1. Problemas recorrentes nas cimentações. 019

Figura 2. Divisões do anular e suas interfaces. 020

Figura 3. Interface formação-pasta de cimento Portland. 021

Figura 4.

Representação de mudanças de fases do cimento Portland aquecido em

função da fração C/S.

053

Figura 5.

Esquema de perfuração, colocação da tubulação e

cimentação de um poço

de petróleo.

057

Figura 6.

Tipos de poços de petróleo. 058

Figura 7.

Produção de petróleo em duas zonas distintas. 059

Figura 8.

Excentricidade do liner devido à sua difícil centralização. 064

Figura 9.

Visualização esquemática do efeito estéreo. 072

Figura 10.

Esquema de injeção de fluido. 073

Figura 11.

Distribuição de poços em forma de malha. 073

Figura 12.

Conjunto injetor de poliuretana (tubulações de poliol e diisocianato). 077

Figura 13.

Introdução da tubulação de poliuretana fixada externamente na

perfuratriz.

078

Figura 14.

Pasta de cimento endurecida e impregnada por poliuretana formando

pelotas.

078

Figura 15.

Misturador de palheta Chandler, Modelo 80-60 com controlador de

velocidade.

096

Figura 16.

Consistômetro atmosférico e componentes da célula. 097

Figura 17.

Viscosímetro rotativo de cilindros coaxiais. 098

Figura 18. Aspecto visual de corpos-de-prova com cimento P

ortland especial (a) e CP

II Z (b).

119

Figura 19.

Análise termogravimétrica do biopolímero. 122

Figura 20. Análise termogravimétrica do cimento Portland especial. 123

Figura 21.

Resistência à compressão das pastas. 124

Figura 22.

Variação linear da resistência à compressão 8 h batelada 23. 125

Figura 23.

Variação linear da resistência à compressão 8 h batelada 34. 126

Figura 24.

Variação linear da resistência à compressão 7 d batelada 23. 127

Figura 25.

Variação linear da resistência à compressão 7 d batelada 34. 128

Figura 26.

Módulo de elasticidade na compressão das pastas. 130

Figura 27. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 8 h batelada 23.

131

Figura 28. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 8 h batelada 34.

131

Figura 29. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 7 d batelada 23.

132

Figura 30. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 7 d batelada 34.

132

Figura 31. Resiliência na compressão das pastas. 135

Figura 32. Variação linear da resiliência na compressão 8 h batelada 23. 136

Figura 33. Variação linear da resiliência na compressão 8 h batelada 34. 136

Figura 34.

Variação linear da resiliência na compressão 7 d batelada 23. 137

Figura 35.

Variação linear da resiliência na compressão 7 d batelada 34. 137

Figura 36.

Resistência à tração das pastas. 140

Figura 37.

Variação linear da resistência à tração 8 h batelada 23. 141

Figura 38.

Variação linear da resistência à tração 8 h batelada 34. 141

Figura 39. Variação linear da resistência à tração 7 d batelada 23.

142

Figura 40. Variação linear da resistência à tração 7 d batelada 34.

142

Figura 41.

Módulo de elasticidade na tração das pastas. 145

Figura 42.

Variação linear do módulo de elasticidade na tração 8 h batelada 23. 146

Figura 43. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 8 h batelada 34.

146

Figura 44. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 7 d batelada 23.

147

Figura 45. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 7 d batelada 34. 147

Figura 46.

Resiliência na tração das pastas. 151

Figura 47. Variação linear da resiliência na tração 8 h batelada 23.

152

Figura 48. Variação linear da resiliência na tração 8 h batelada 34. 152

Figura 49. Variação linear da resiliência na tração 7 d batelada 23.

153

Figura 50. Variação linear da resiliência na tração 7 d batelada 34.

153

Figura 51.

Modelagem da bainha pelo MEF. 157

Figura 52.

Trecho mostrando concentração de tensão na interface interna. 160

Figura 53.

Nervuras na tubulação de revestimento. 161

Figura 54.

Análise termogravimétrica da poliuretana da PROQUINOR. 163

Figura 55.

Curvas de tempo de espessamento e consistência das pastas. 178

Figura 56.

Correlação resistência à tração e à compressão das pastas. 184

Figura 57. Correlação módulo de elasticidade na tração e na compressão das pastas.

185

Figura 58.

Correlação resiliência na tração e na compressão das pastas. 186

Figura 59.

Difratograma do clínquer. 187

Figura 60.

Difratograma do cimento Portland especial. 189

Figura 61.

Difratograma da pasta 6 de ref. 191

Figura 62.

Difratograma da pasta 9. 192

Figura 63.

MEV da pasta 6 de ref. sem a presença do biopolímero (elétrons

secundários).

193

Figura 64.

MEV da pasta 6 de ref. sem a presença do biopolímero (elétrons retro-

espalhados).

194

Figura 65.

MEV da pasta 6 (elétrons secundários). 195

Figura 66.

MEV da pasta 6 (elétrons retro-espalhados). 195

Figura 67.

MEV da pasta 9 evidenciando a presença de biopolímero (elétrons

secundários).

196

Figura 68.

MEV da pasta 9 evidenciando a presença de biopolímero (elétrons retro-

espalhados).

196

Figura 69.

MEV da pasta 9, pontes de ligação na fratura (elétrons secundários). 197

Figura 70.

MEV da pasta 9, pontes de ligação na fratura (elétrons retro-espalhados).

197

Figura 71.

MEV da pasta 9, envolvimento do C-S-H II (elétrons secundários). 198

Figura 72. MEV da pasta 9, envolvimento do C-S-H II (elétrons retro-espalhados). 198

Figura 73.

Variação linear da resistência à compressão 8 h. 214

Figura 74.

Variação linear da resistência à compressão 12 h. 214

Figura 75. Variação linear da resistência à compressão 1 d. 215

Figura 76. Variação linear da resistência à compressão 3 d.

215

Figura 77. Variação linear da resistência à compressão 7 d.

216

Figura 78.

Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 8 h. 222

Figura 79. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 12 h.

222

Figura 80. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 1 d.

223

Figura 81. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 3 d.

223

Figura 82. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 7 d.

224

Figura 83.

Variação linear da resiliência na compressão 8 h. 230

Figura 84. Variação linear da resiliência na compressão 12 h. 230

Figura 85. Variação linear da resiliência na compressão 1 d.

231

Figura 86. Variação linear da resiliência na compressão 3 d.

231

Figura 87. Variação linear da resiliência na compressão 7 d.

232

Figura 88.

Variação linear da resistência à tração 8 h. 238

Figura 89. Variação linear da resistência à tração 12 h.

238

Figura 90. Variação linear da resistência à tração 1 d.

239

Figura 91. Variação linear da resistência à tração 3 d.

239

Figura 92. Variação linear da resistência à tração 7 d.

240

Figura 93.

Variação linear do módulo de elasticidade na tração 8 h. 246

Figura 94. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 12 h.

246

Figura 95. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 1 d.

247

Figura 96. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 3 d.

247

Figura 97. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 7 d.

248

Figura 98.

Variação linear da resiliência na tração 8 h. 254

Figura 99. Variação linear da resiliência na tração 12 h.

254

Figura 100. Variação linear da resiliência na tração 1 d.

255

Figura 101. Variação linear da resiliência na tração 3 d.

255

Figura 102. Variação linear da resiliência na tração 7 d.

256

LISTA DE TABELAS

Tabela 1. Tipos e aplicações de cimentos. 026

Tabela 2. Tipos de cimento Portland para uso na construção civil normalizados

pela ABNT.

031

Tabela 3.

Classes de cimento Portland destinados a poços de petróleo

normalizados pela API.

031

Tabela 4.

Tipos de cimento Portland normalizados pela ASTM. 032

Tabela 5.

Equivalência entre cimentos americanos e brasileiros. 033

Tabela 6.

Correspondência entre cimentos ASTM, NBR e API. 034

Tabela 7.

Principais fases cristalinas do cimento Portland. 035

Tabela 8.

Variações das equações de Bogue. 037

Tabela 9.

Principais produtos da hidratação do cimento Portland em ordem de

importância.

040

Tabela 10.

Massas atômicas dos principais elementos químicos do cimento

Portland.

043

Tabela 11.

A reação pozolânica. 051

Tabela 12.

Correlações entre resistências à tração e à compressão de concretos. 088

Tabela 13.

Composições das pastas preparadas com biopolímero, batelada 23. 094

Tabela 14.

Composições das pastas preparadas com biopolímero, batelada 34. 095

Tabela 15.

Estrutura do planejamento fatorial. 105

Tabela 16.

Composição química e potencial do cimento Portland especial. 107

Tabela 17.

Características físicas do cimento Portland especial. 108

Tabela 18.

Massa específica do cimento Portland especial. 108

Tabela 19. Dados das bateladas. 109

Tabela 20.

Substituições na alita. 110

Tabela 21.

Substituições finais na alita. 111

Tabela 22. Substituições finais na belita. 112

Tabela 23.

Substituições finais na celita. 112

Tabela 24.

Substituições finais na ferrita. 113

Tabela 25.

Massa específica das fases do clínquer. 115

Tabela 26.

Resumo das fases do clínquer do cimento Portland especial. 120

Tabela 27.

Resultados de resistência à compressão para 8 h [MPa]. 126

Tabela 28.

Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 8 h. 127

Tabela 29.

Resultados de resistência à compressão para 7 d [MPa]. 128

Tabela 30.

Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 7 d. 129

Tabela 31. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 8 h [MPa]. 133

Tabela 32.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

compressão para 8 h.

133

Tabela 33

Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 7 d [MPa]. 134

Tabela 34.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

compressão para 7 d.

134

Tabela 35.

Resultados de resiliência na compressão para 8 h [MPa]. 138

Tabela 36.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão

para 8 h.

138

Tabela 37.

Resultados de resiliência na compressão para 7 d [MPa]. 139

Tabela 38.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão

para 7 d.

139

Tabela 39.

Resultados de resistência à tração para 8 h [MPa]. 143

Tabela 40.

Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 8 h. 143

Tabela 41.

Resultados de resistência à tração para 7 d [MPa]. 144

Tabela 42.

Resumo dos parâmetros estatísticos para tração para 7 d. 144

Tabela 43.

Resultados de módulo de elasticidade na tração para 8 h [MPa]. 148

Tabela 44.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

tração para 8 h.

148

Tabela 45.

Resultados de módulo de elasticidade na tração para 7 d [MPa]. 149

Tabela 46. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

tração para 7 d.

149

Tabela 47.

Resultados de resiliência na tração para 8 h [MPa]. 154

Tabela 48. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 8 h

154

Tabela 49.

Resultados de resiliência na tração para 7 d [MPa]. 155

Tabela 50.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 7 d

155

Tabela 51.

Classificação da tubulação de revestimento. 156

Tabela 52.

Geometrias e tubulação consideradas. 156

Tabela 53.

Parâmetros adotados para o modelo. 158

Tabela 54.

Tensões de origem térmica despertadas na bainha. 159

Tabela 55. Comparação entre os modelos reológicos de Bingham e de Potência. 167

Tabela 56.

Resultados de viscosidade plástica [Pa.s]. 169

Tabela 57.

Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para viscosidade plástica

169

Tabela 58.

Resultados de limite de escoamento [Pa]. 171

Tabela 59.

Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para limite de

escoamento.

171

Tabela 60.

Resultados de água livre [ml]. 173

Tabela 61.

Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para água livre. 174

Tabela 62.

Resultados de perda de filtrado [ml/30 min]. 176

Tabela 63.

Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para perda de filtrado. 177

Tabela 64.

Resultados de tempo de espessamento (100 Uc) [min]. 179

Tabela 65.

Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para tempo de

espessamento.

180

Tabela 66.

Resultados de tempo de bombeabilidade (50 Uc) [min]. 180

Tabela 67.

Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para tempo de

bombeabilidade.

181

Tabela 68.

Resultados de consistência inicial máxima (15 min a 30 min) [Uc]. 181

Tabela 69.

Resumo dos parâmetros estatísticos p

ara a consistência inicial máxima

[Uc].

182

Tabela 70.

Ângulos de difração do clínquer [2 θ

θθ

θ].

188

Tabela 71.

Ângulos de difração do cimento Portland especial [2 θ

θθ

θ].

190

Tabela 72.

Ângulos de difração da pasta 6 de referência [2 θ

θθ

θ].

192

Tabela 73.

Ângulos de difração da pasta 9 [2 θ

θθ

θ].

192

Tabela 74.

Resultados gerais das pastas preparadas com biopolímero. 201

Tabela 75.

Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para cada tipo de

experimento.

213

Tabela 76.

Resultados de resistência à compressão para 8 h. 217

Tabela 77.

Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 8 h. 217

Tabela 78.

Resultados de resistência à compressão para 12 h [MPa]. 218

Tabela 79.

Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 12 h. 218

Tabela 80. Resultados de resistência à compressão para 1 d [MPa]. 219

Tabela 81.

Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 1 d. 219

Tabela 82.

Resultados de resistência à compressão para 3 d [MPa]. 220

Tabela 83. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 3 d. 220

Tabela 84.

Resultados de resistência à compressão para 7 d [MPa]. 221

Tabela 85.

Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 7 d. 221

Tabela 86.

Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 8 h [MPa]. 225

Tabela 87.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

compressão 8 h.

225

Tabela 88.

Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 12 h [MPa].

226

Tabela 89.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

compressão para 12 h.

226

Tabela 90.

Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 1 d [MPa]. 227

Tabela 91.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade para

compressão para 1 d.

227

Tabela 92.

Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 3 d [MPa]. 228

Tabela 93.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

compressão para 3 d.

228

Tabela 94.

Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 7 d [MPa]. 229

Tabela 95.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

compressão para 7 d.

229

Tabela 96.

Resultados de resiliência na compressão para 8 h [MPa]. 233

Tabela 97.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão

para 8 h.

233

Tabela 98.

Resultados de resiliência na compressão para 12 h [MPa]. 234

Tabela 99.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão

para 12 h.

234

Tabela 100.

Resultados de resiliência na compressão para 1 d [MPa]. 235

Tabela 101.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão

para 1 d.

235

Tabela 102.

Resultados de resiliência na compressão para 3 d [MPa]. 236

Tabela 103.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão

para 3 d.

236

Tabela 104.

Resultados de resiliência na compressão para 7 d [MPa]. 237

Tabela 105.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão

para 7 d.

237

Tabela 106.

Resultados de resistência à tração para 8 h [MPa]. 241

Tabela 107.

Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 8 h. 241

Tabela 108.

Resultados de resistência à tração para 12 h [MPa]. 242

Tabela 109.

Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 12 h. 242

Tabela 110.

Resultados de resistência à tração para 1 d [MPa]. 243

Tabela 111.

Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 1 d. 243

Tabela 112.

Resultados de resistência à tração para 3 d [MPa]. 244

Tabela 113.

Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 3 d. 244

Tabela 114.

Resultados de resistência à tração para 7 d [MPa]. 245

Tabela 115.

Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 7 d. 245

Tabela 116.

Resultados de módulo de elasticidade na tração para 8 h [MPa]. 249

Tabela 117.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

tração para 8 h.

249

Tabela 118.

Resultados de módulo de elasticidade na tração para 12 h [MPa]. 250

Tabela 119.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

tração para 12 h.

250

Tabela 120.

Resultados de módulo de elasticidade na tração para 1 d [MPa]. 251

Tabela 121.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

tração para 1 d.

251

Tabela 122.

Resultados de módulo de elasticidade na tração para 3 d [MPa]. 252

Tabela 123.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

tração para 3 d.

252

Tabela 124.

Resultados de módulo de elasticidade na tração para 7 d [MPa]. 253

Tabela 125.

Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na

tração para 7 d.

253

Tabela 126.

Resultados de resiliência na tração para 8 h [MPa]. 257

Tabela 127.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 8 h

257

Tabela 128.

Resultados de resiliência na tração para 12 h [MPa]. 258

Tabela 129.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 12

258

Tabela 130.

Resultados de resiliência na tração para 1 d [MPa]. 259

Tabela 131.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 1 d

259

Tabela 132.

Resultados de resiliência na tração para 3 d [MPa]. 260

Tabela 133.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 3 d

260

Tabela 134.

Resultados de resiliência na tração para 7 d [MPa]. 261

Tabela 135.

Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 7 d

261

LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS

ABCP Associação Brasileira de Cimento Portland

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

ACI American Concrete Institute

AIP Argamassa de cimento Portland Impregnada com Polímero

AMP Argamassa Modificada com Polímero

ANSI American National Standards Institute

AP Argamassa Polímero

API American Petroleum Institute

ASTM American Society for Testing and Materials

BS British Standard

A Aluminato tricálcico (celita)

S Silicato dicálcico (belita)

S Silicato tricálcico (alita)

AF Ferroaluminato tetracálcico (ferrita)

CCB Coeficiente de correlação de Bingham

CCP Coeficiente de correlação de potência

CEB Comité Euro-international du Béton

CEN Comité Européen de Normalisation

CH Hidróxido de cálcio (portlandita)

CIP Concreto Impregnado com Polímero

CML Concreto Modificado com Látex

CP Concreto Polímero

CPCP Concreto Polímero de Cimento Portland

CPE Cimento Portland Especial

CPP Compósito de Pasta Polímero

C-S-H Silicato cálcico hidratado

DIN Deutsches Institut für Normung

Módulo de elasticidade na compressão

EM European Norm

Módulo de elasticidade na tração

FAC Fator água/cimento

FBC Fator biopolímero/cimento

FSC Fator de saturação de cal

Gel final

Gel inicial

IBRACON Instituto Brasileiro do Concreto

ICM Índice de comportamento

ICN Índice de consistência

ICPIC International Congress on Polymers in Concrete

ISO International Organisation for Standardisation

LABCIM Laboratório de Cimentos da UFRN-PETROBRAS, Natal-RN

LE Limite de escoamento

MA Módulo de alumina

MS Módulo de sílica

NBR Norma Brasileira Registrada

PETROBRAS

Petróleo Brasileiro Sociedade Anônima

NISTIR National Institute of Standards and Technology

PIP Pasta Impregnada com Polímero

PMP Pasta Modificada com Polímero

PP Pasta Polímero

PU Poliuretana

Resiliência na compressão

Resiliência na tração

SBR Resina de estireno-butadieno

SI Sistema Internacional de unidades

SPE Society of Petroleum Engineers

VP Viscosidade plástica

σσ

Resistência à compressão

σσ

Resistência à tração na flexão em quatro pontos

σσ

Resistência à tração por compressão diametral

1 INTRODUÇÃO

Este trabalho tratou da aplicação de uma adição polimérica que atendesse às necessidades

da indústria do petróleo com relação ao comportamento das pastas durante seu bombeio

(cimentação) e depois de endurecidas, quando submetidas a ciclos de injeção de vapor d’água. O

cimento Portland especial é uma alternativa encontrada pela indústria do petróleo da região de

Mossoró-RN para a cimentação de poços sem a necessidade de utilização do cimento Portland

classe G, que apresenta custo mais elevado.

Na cimentação de poços é comum a ocorrência de falhas, na forma de fissuras e/ou

presença de vazios na pasta (Figura 1), que implicam na necessidade de cimentações para

correção posteriores, o que dificulta e encarece a exploração do petróleo. Estes problemas tem se

tornado recorrentes devido à idade avançada de alguns poços e à presença de óleo pesado que

dificultam o processo de produção. Nestes casos, adota-se o processo de injeção de vapor para

manter produções satisfatórias. Apesar do cimento Portland apresentar excelente comportamento

químico diante das condições de poço, seu comportamento mecânico não é satisfatório quando

tensões de tração e de compressão são despertadas. Assim, vários materiais estão sendo

pesquisados na região de Mossoró-RN com o objetivo de otimizar as propriedades mecânicas do

cimento Portland. Alguns são caracterizados por adições ao cimento Portland e outros são

cimentos alternativos, como é o caso dos geopolímeros, que são materiais inorgânicos obtidos

pela polimerização de sistemas de silicatos e hidróxidos (MARINHO, 2004). Outras opções

avaliadas incluem cimento espumado com nitrogênio, cimento com látex sintético e cimento com

adição de escória de alto forno.

região com boa cimentação

região com forte perda de filtrado

região não cimentada

formação disposta em camadas

região com contaminação por gases

Figura 1. Problemas recorrentes nas cimentações (adaptado de THOMAS, 2001).

A exploração de petróleo e gás natural é caracterizada atualmente por possuir tecnologia

própria desenvolvida prioritariamente ao longo do século passado. No caso dos poços mais

antigos, onde a vazão de petróleo sofre natural diminuição, é necessário que se realize um

processo denominado de recuperação secundária. Este consiste em se escolher um ou mais poços,

dentre um conjunto de poços pertencentes a uma mesma área e sacrificá-lo injetando-se vapor

d’água aquecido sob alta pressão, de modo que os demais poços passem a apresentar escoamento

maior de petróleo aumentando, assim, sua produção. Durante este processo, que geralmente é

cíclico, as tubulações de revestimento do poço sacrificado são submetidas a dilatações e

contrações sucessivas que acabam por danificar o seu anular, que constitui o espaço

compreendido entre a formação rochosa e o tubo de revestimento.

No caso dos poços com profundidades superiores a 4000 m, este problema pode ser

agravado em função do conseqüente aumento de temperatura de fundo de poço. Portanto, além

dos ciclos de injeção de vapor d’água, a elevação da temperatura do fundo do poço contribui para

o aumento do processo de deterioração dos anulares por meio de fissuras. Para que não ocorra

vazamento de petróleo, gás natural e/ou água para a formação rochosa ou superfície, os poços

devem ter as suas tubulações de revestimento seladas lateralmente em determinadas zonas,

denominadas zonas de isolamento.

Os anulares, que também possuem a função de comunicar estabilidade à tubulação de

revestimento, são preenchidos, no ato da cimentação, por uma pasta cimentante que possui três

regiões distintas (Figura 2).

formação rochosa

interface formação rochosa - bainha

bainha de pasta de cimento

interface bainha - tubulação

tubulação de revestimento

Figura 2. Divisões do anular e suas interfaces.

Na primeira região, ao ser bombeada, a pasta se hidrata em contato direto com a formação

rochosa, ocorrendo uma mistura de cimento Portland com algumas partículas desprendidas da

formação rochosa e a própria formação rochosa sã. Assim como no concreto, os problemas desta

interface estão relacionados à denominada zona de transição (MEHTA e MONTEIRO, 1994 e

AÏTCIN, 2000), que é a camada compreendida entre a pasta de cimento e os agregados (Figura 3).

Esta zona é conhecida como sendo responsável pela limitação da resistência mecânica dos

concretos (MEHTA e MONTEIRO, 1994 e QUEIROGA, 2000), devido ao acúmulo de fases

hidratadas pouco nobres do cimento Portland. A dificuldade de se avaliar esta camada in loco

levou esta pesquisa à uma análise teórica através da modelagem por elementos finitos.

Figura 3. Interface formação-pasta de cimento Portland (QUEIROGA, 2000).

A segunda camada, a bainha em si, parte intermediária da espessura do anular, em

princípio, não recebe partículas provenientes da formação rochosa, embora isto possa ocorrer em

menor intensidade do que na região da interface formação rochosa - bainha.

Por fim, a interface bainha - tubulação de revestimento, que é a mais diretamente atingida

pelo efeito da variação de temperatura durante a injeção de vapor, também foi avaliada por meio

de modelagem por elementos finitos, onde se avaliou a ordem de grandeza das tensões

despertadas na bainha e suas trajetórias.

De um modo geral, uma pasta para cimentação de poços deve apresentar as seguintes

características básicas:

- propriedades térmicas adequadas para se adaptar aos ciclos de injeção de vapor sem

apresentar fissuração significativa, principalmente na interface bainha - tubulação de

revestimento;

- comportamento elasto-plástico superior ao da pasta de referência de cimento Portland

para acompanhar as dilatações e contrações provenientes da tubulação de revestimento e

- baixa permeabilidade para evitar que agentes agressivos da formação rochosa e o próprio

petróleo e/ou gás natural provoquem corrosão na tubulação de revestimento de aço.

Nos poços da região Nordeste e, em particular, nos campos de Mossoró-RN, o emprego da

técnica de injeção de vapor faz com que as operações de cimentação secundária (correções das

cimentações primárias) sejam freqüentes, em função do surgimento de fissuras nas bainhas dos

poços.

A importância da especificação do local físico de abrangência da pesquisa se deve ao fato

da especificidade das formações rochosas daquela região. É evidente que formações rochosas

distintas poderão não interagir da mesma forma com a pasta polimérica formulada, gerando

resultados possivelmente diferentes dos obtidos nesta pesquisa.

A região da cidade de Mossoró, no estado do Rio Grande do Norte, Brasil, é possuidora de

bacia petrolífera com campos de petróleo expressivos de óleo e gás natural. Em linhas gerais, a

produção atual da região é de 80000 barris por dia de petróleo (dos quais 85 % são provenientes

de campos terrestres) e 3500000 m³ por dia de gás natural (ANUÁRIO ESTATÍSTICO

BRASILEIRO DO PETRÓLEO E DO GÁS NATURAL 2002, 2002). Isto eleva o estado do Rio

Grande do Norte à condição de segundo maior produtor de petróleo do país e primeiro em

produção terrestre.

Atualmente, depois da água, o segundo material mais consumido pela civilização é o

concreto (HELENE, 1992). Esta constatação, levantada pela primeira vez por BRUNAUER e

COPELAND (1964, apud MEHTA e MONTEIRO, 1994), reflete a importância econômica deste

material para a ciência e a tecnologia. GRANATO e PAULON (2002) citam estimativa de que

seu consumo mundial é da ordem de 6 Gkg por ano, o que significa um consumo anual

aproximado de 1000 kg por ser humano.

Considerando que o cimento Portland é o material mais nobre do concreto (compósito de

grandes partículas, CALLISTER, 1999) e que o mesmo representa, em média, a oitava parte do

concreto, pode-se chegar a um cálculo simples que revela um consumo de 125 kg de cimento

Portland por ser humano vivo, em função do seu dual valor econômico. Se por um lado o cimento

Portland implica na movimentação de grandes volumes de capital (investimento em fábricas,

logística, marketing, transporte, etc.), por outro é um dos materiais mais acessíveis (KELLY and

MILEIKO, 1983) até pelas populações de baixa renda que o utilizam cotidianamente nas mais

diversas aplicações.

Existem diversas variedades de cimento, de acordo com suas matérias-primas de

fabricação. Assim, o cimento tipo Portland, invariavelmente, está presente em quase todas as

aplicações de engenharia da humanidade. A exploração de poços de petróleo não é diferente da

prática da engenharia, pois também emprega o cimento Portland na cimentação dos anulares dos

poços, local onde são necessários isolamento, estabilidade e vedação.

Algumas das razões que motivaram a realização desta pesquisa foram:

a) A civilização atual necessita otimizar a exploração de petróleo por meio da redução de

seus custos operacionais e por meio do aumento do fator de recuperação de petróleo;

b) O material mais accessível para a cimentação de poços, em função de suas

características tecnológicas e econômicas é o cimento Portland;

c) O risco de contaminação durante a produção pelo anular deve ser reduzido por meio do

aumento da integridade física das bainhas e

d) Condições de contorno significativamente diferentes entre os corpos-de-prova não

confinados ensaiados em laboratório e a bainha confinada no fundo do poço.

A exploração de poços antigos de petróleo e gás, que estão próximos de sua depletação, é

realizada através da operação denominada recuperação secundária. Quando um determinado poço

apresenta falhas em sua cimentação é necessário que seja realizada a operação de cimentação

secundária. Esta, por sua vez, é caracterizada pela repetição do processo de cimentação, ou seja,

introduz-se a tubulação de bombeio dentro da tubulação de revestimento e injeta-se a pasta de

cimento Portland para correção das falhas detectadas, com a conseqüente interrupção da produção

de petróleo.

O aumento do fator água/cimento, ou fator água/material cimentante provoca a redução

das boas propriedades que o cimento Portland possui (MEHTA e MONTEIRO, 1994 e NELSON

et al, 1990). Além disso, a indústria do petróleo ainda não dispõe de um material único que

apresente baixa viscosidade e propriedades mecânicas satisfatórias, tais como, altas resistência à

tração, tenacidade e resiliência, efeito Poisson reduzido, etc.

Para que o cimento Portland especial passasse a apresentar propriedades mais adequadas

quando endurecido, introduziu-se um biopolímero na pasta com a finalidade de avaliar o seu

desempenho.

1.1 OBJETIVOS

1.1.1 Objetivo geral

O objetivo geral desta pesquisa foi o de desenvolver uma pasta cimentante aditivada com

um biopolímero, que apresentasse desempenho superior às pastas de referência à base de cimento

Portland especial, quando submetida a ciclos de injeção de vapor típicos do cotidiano de

exploração de poços de petróleo e gás natural em que se emprega a recuperação secundária como

forma de aumento da produção de petróleo.

A busca desta pasta esteve intimamente relacionada à procura de um material que

apresentasse maiores tenacidade e resiliência que uma pasta de referência, quando submetida a

ensaios de tração. Assim, procurou-se um material com comportamento mais elasto-plástico, com

predomínio do comportamento elástico sobre o plástico.

Entendendo-se finalidade como sendo uma conseqüência do objetivo geral, esta pesquisa

procurou promover situações em que fossem reduzidas as intervenções necessárias para correção

de poços que apresentam falhas, reduzindo, conseqüentemente, os custos da explotação e

exploração de petróleo.

1.1.2 Objetivos específicos

Os objetivos específicos foram:

a) Comparar as propriedades de resistência à compressão e à tração para os tempos de 8

h, 12 h, 1 d, 3 d e 7 d da pasta de referência com pastas com biopolímero;

b) Comparar o comportamento da pasta de referência com pastas com biopolímero em

relação às propriedades reológicas, tempo de espessamento, volume de filtrado e

formação de água livre;

c) Analisar a microestrutura da pasta de referência com pastas com biopolímero;

d) Verificar a interação física entre a pasta com biopolímero e a formação rochosa por

meio do modelo matemático utilizando o método dos elementos finitos e

e) Propor um simulador de contração e expansão radial de bainha.

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Cimentos

Existe uma significativa variedade de cimentos disponíveis no mercado mundial, cada um

com características específicas voltado também para aplicações específicas.

Alguns destes cimentos disponíveis são os citados na Tabela 1 que não pretende ser

exaustiva, mas permite que se tenha uma boa idéia da diversidade e disponibilidade de cimentos

existentes no mundo (MARONNA e PRISZKULNIK, 2001; MEHTA e MONTEIRO, 1994;

HEWLETT et al, 2004; TAYLOR, 2003; MUNTEAN, 2000; DANTAS apud FREIRE e

BERALDO, 2003).

Tabela 1. Tipos e aplicações de cimentos.

Tipos de cimentos Campos de aplicações / característica

- cimento Portland Concreto, argamassa e pasta em geral

- cimento Portland composto Durabilidade

- cimento Portland modificado Construções específicas

- cimento Portland pozolânico Barragens

- cimento Portland hidrofóbico Áreas molhadas

- cimento de aluminato de cálcio, cimento fondu

cimento com alto teor de alumina ou

cimento

aluminoso

Refratários

- cimento Sorel ou

cimento a base de óxido e cloreto

de magnésio

Refratários

- cimento a base de óxido e sulfato de magnésio Refratários

- cimento a base de óxido e cloreto de zinco Maior resistência à corrosão

- cimento a base de óxido e cloreto de alumínio Aceleração de pega

- cimento a base de fosfato-silicoso Refratários

- cimento a base de hexametafosfato de sódio Controle de trabalhabilidade

- cimento a base de fosfato e cálcio Reconstituição óssea

- cimento a base de fosfato de zinco Maior resistência à corrosão

- cimento a base de fosfato de magnésio Refratários

Cont. Tabela 1.

Tipos de cimentos Campos de aplicações / característica

- cimento a base de fosfato de magnésio e amônia Refratários

- cimento a base de tripolifosfato de magnésio Refratários

- cimento a base de óxido de magnésio Refratários

- cimento a base de fosfato de cálcio Reconstituição óssea

- cimento branco Acabamento decorativo

- cimento colorido Acabamento decorativo

- cimento expansivo (K, M, S e O) Retração

- cimento de pega e endurecimento rápidos Controle de pega

- cimento com clínquer de fluoraminato de cálcio

cimento de pega regulada ou

cimento de

tamponamento

Controle de pega

- cimento com elevada resistência inicial Fundações

- cimento de alvenaria Alvenaria

- cimento com alto teor de ferro Alta resistência a sulfatos

cimento Portland para cimentação de poços de

petróleo

Cimentação de poços de petróleo

- cimento ártico ou

cimento Portland para cimentação

de poços de petróleo com cloreto de sal para

aplicações em áreas frias

Regiões frias onde é necessária a

aceleração da pega

- cimento para pintura Selantes para impermeabilização

- cimento produzido com baixo consumo de energia Questões ambientais

- cimento rico em belita Resistência mecânica

- cimento rico em belinita Resistência mecânica

- cimento rico em alita Controle de pega

- cimento rico em alinita Controle de pega

- cimento a base de ferrita Resistência à corrosão

- cimento a base de higrogranada (hydrogarnet) Cimentos de pega rápida e expansivos

- cimento a base de polímeros Recuperação de estruturas

- cimento Portland com polímero

Necessidade de maior resistência à

tração

Cont. Tabela 1.

Tipos de cimentos Campos de aplicações / característica

- cimento Portland impregnado com polímero Impermeabilização e recuperação

- cimento termoplástico Resistência à tração

- cimento a base de cal Acabamento

- cimento a base de gesso Acabamento

- cimento a base de minerais orgânicos Resistência mecânica

- cimento a base de geopolímero Pastas em geral alternativas

- cimento a base de aluminosilicatos Refratários

- cimentos sem água para hidratação Aplicações específicas

- cimento a base de boratos

Aplicações específicas

- cimento a base de estrôncio

Aplicações específicas

- cimento a base de bário

Aplicações específicas

- cimento a base de germânio

Aplicações específicas

- cimento a base de chumbo

Aplicações específicas

- cimento a base de estanho

Aplicações específicas

- cimento Portland sem adição de gesso Controle de pega

- cimento ultrafino Aceleração de pega

- cimento com pós reativos Alta resistência mecânica

Destes tipos de cimento, o Portland domina o mercado mundial devido ao seu custo ser

inferior ao custo dos demais cimentos disponíveis e também às suas propriedades. Isto não

significa dizer que os demais tipos de cimentos sejam inferiores ao Portland. A explicação para

este consumo preponderante está no fato do cimento Portland ter sido criado a mais tempo que os

outros, o que fez com que todo um setor industrial se desenvolvesse, com a conseqüente redução

de custos devida ao grande volume de produção.

É interessante observar que muitos dos tipos de cimento são variações do Portland. Este é

o caso, por exemplo, dos cimentos para cimentação de poços de petróleo, que são Portland’s com

baixa concentração de C

A e grãos com dimensões maiores que aquelas dos cimentos Portland

comuns.

2.2 Cimento Portland

Um dos melhores relatos sobre a história do cimento Portland é encontrado na publicação

Leas’s Chemistry of Cement and Concrete, dos pesquisadores FREDERICK LEA e CECIL

DESCH (HEWLETT et al, 2004). Esta obra, publicada em sua primeira edição no ano de 1935,

apresenta conceitos gerais sobre o tema e aprofunda vários deles, constituindo-se em literatura de

referência para aqueles que pretendem aprofundar seus conhecimentos na química e tecnologia do

cimento Portland. Para uma leitura mais rápida, a história do cimento Portland pode ser vista na

excelente e didática revisão bibliográfica da dissertação do pesquisador VALDIR APARECIDO

ZAMPIERI, intitulada Mineralogia e mecanismos de ativação e reação das pozolanas de argilas

calcinadas (ZAMPIERI, 1989).

O cimento Portland, patenteado por JOSEPH ASPDIN em 21 de outubro de 1824

(HEWLETT et al, 2004), tem sido utilizado pelo homem a quase dois séculos e se mostra como

um dos materiais de maior consumo da humanidade atual, conforme dedução obtida a partir das

pesquisas de BRUNAUER e COPELAND (1964 apud MEHTA e MONTEIRO, 1994).

Construções executadas a partir de cimentos rudimentares equivalentes ao cimento

Portland atestam a existência de materiais de construção duráveis que desafiam o tempo e o

entendimento do homem sobre o porquê de suas formulações terem sido perdidas entre os séculos

III e XVIII, só sendo recuperadas com os trabalhos de JOHN SMEATON em 1756 (HEWLETT

et al, 2004) e, um pouco depois, por JOSEPH ASPDIN em 1824.

Após a concretização dos trabalhos desenvolvidos por JOHN SMEATON, JOSEPH

ASPDIN e diversos outros pesquisadores nos séculos XVIII e XIX, o século XX caracterizou-se

pelo desenvolvimento da química da fabricação do cimento Portland em todos os continentes. A

indústria cimenteira domina, atualmente, a tecnologia da fabricação do cimento Portland sob seus

diversos aspectos. Equipamentos modernos garantem a produção de diversos tipos de cimentos

com controle rigoroso de qualidade. Resta ainda, porém, o domínio sobre o processo de

hidratação do cimento Portland que depende fortemente da termodinâmica envolvida no processo

de produção. É sabido que o cimento anidro reage com a água se hidratando e formando

compostos com boa resistência mecânica e excelente resistência ao intemperismo, principalmente

o físico representado pela ação da água sob suas mais diversas formas. No entanto, a cinética

desta reação ainda não é totalmente conhecida, muito menos controlada. Este fato é responsável

pela dispersão de valores obtidos nas pesquisas que empregam o cimento portland como material

de estudo. Esta característica do cimento pode ser percebida em texto de AÏTCIN (2000), quando

ele afirma que o comportamento do concreto, se ainda não foi adequadamente entendido pela

análise de sua microestrutura, provavelmente o será quando sua nanoestrutura assim o for

estudada. Entenda-se, aqui, o concreto como sendo um material cujo aglomerante hidráulico

básico é o cimento Portland, e, portanto, o mesmo tipo de afirmação pode ser feito em relação a

este material que tanta variabilidade de resultados apresenta após a ocorrência do processo de

hidratação.

2.3 Tipos e classes de cimento Portland

Tratando-se da variedade de cimentos Portland, encontram-se no mercado vários tipos de

cimento em função dos compostos que são empregados no seu fabrico. Os cimentos utilizados no

Brasil são normalizados pela Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT) e são

classificados em dois grandes grupos:

- Cimentos de uso geral para emprego na construção civil e

- Cimentos especiais para cimentação de poços de petróleo.

As tabelas 2, 3, 4 e 5 seguintes mostram: os diversos tipos de cimento Portland

normalizados pela Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT), pelo American Petroleum

Institute (API), pela American Society for Testing and Materials (ASTM) e equivalência entre

cimentos americanos e brasileiros, respectivamente. Os cimentos Portland classificados pela API

não são divididos em tipos, mas em classes que devem ser atendidas de acordo com a

profundidade do poço de petróleo.

Tabela 2. Tipos de cimento Portland para uso na construção civil normalizados pela ABNT

(normas indicadas da ABNT).

Classe de

Composição básica (% em massa)

Sigla Denominação

Cimento Portland

Norma da

ABNT

resistência

(MPa)

Clínquer +

gesso

Escória

Pozolana

Calcário

(filler)

CPI Comum NBR-5732 25-32-40 100 - - -

CPI-S Comum com Adição NBR-5732 25-32-40 95-99 1-5 1-5 1-5

CPI-RS Resistente a Sulfatos NBR-5737

CPI-S RS Resistente a Sulfatos NBR-5737

CPII-E Composto com Escória NBR-11578

25-32-40 56-94 6-34 - 0-10

CPII-Z Composto com Pozolana NBR-11578

25-32-40 76-94 - 6-14 0-10

CPII-F Composto com Filler NBR-11578

25-32-40 90-94 - - 6-10

CPII-E RS

Resistente a Sulfatos NBR-5737

CPII-Z RS

Resistente a Sulfatos NBR-5737

CPII-F RS

Resistente a Sulfatos NBR-5737

CPIII de Alto Forno NBR-5735 25-32-40 25-65 35-70 - 0-5

CPIII-RS Resistente a Sulfatos NBR-5737

CPIV Pozolânico NBR-5736 25-32 45-85 - 15-50 0-5

CPIV-RS Resistente a Sulfatos NBR-5737

CPV-ARI de Alta Resistência Inicial

NBR-5733 ARI 95-100 - - 0-5

Tabela 3. Classes de cimento Portland destinados a poços de petróleo normalizados pela API

(NELSON et al, 1990).

Classe

Composição potencial

típica das fases (%)

Superfície

específica

Intervalo de profundidade

β-C

A C

AF (m²/kg) recomendado (m)

A 45 27 11 8 160 0,0 - 1 828,8

B 44 31 5 13 160 0,0 - 1 828,8

C 53 19 11 9 220 0,0 - 1 828,8

D 28 49 4 12 150 1 828,8 - 3 048,0

E 38 43 4 9 150 3 048,0 - 4 267,2

F - - - - - 3 048,0 - 4 876,8

G 50 30 5 12 180 0,0 - 2 438,4

H 50 30 5 12 160 0,0 - 2 438,4

J - - - - - 3 657,6 - 4 876,8

Tabela 4. Tipos de cimento Portland normalizados pela ASTM (SOMAYAJI, 2001).

Teores dos componentes básicos (%)

βC

A C

AF + 2C

Tipo

(máx.)

(mín.)

(máx.)

Empregos

I - - - - Uso geral sem propriedades requeridas

IA - - - - Idem, com incorporador de ar

II - - 8 -

Uso geral com moderada resistência a sulfatos

e moderado calor de hidratação

IIA - - 8 - Idem, com incorporador de ar

III - - 15 - Quando é requerida alta resistência inicial

IIIA

- - 15 - Idem, com incorporador de ar

IV 35 40 7 - Quando é requerido baixo calor de hidratação

V - - 5 25 Quando é requerida alta resistência a sulfatos

Tabela 5. Equivalência entre cimentos americanos e brasileiros (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

Denominação

Americana

Tipo

sigla

Norma

americana

Denominação

brasileira

Tipo

sigla

Norma

brasileira

Portland I ASTM C150

Portland comum CPI NBR 5732

- - - Portland comum com

adição

CPI-S NBR 5732

Slag-Modified Portland I (SM) ASTM C595

Portland composto com

escória

CPII-E NBR 11578

Pozzolan-Modified Portland I (MP) ASTM C595

Portland composto com

pozolana

CPII-Z NBR 11578

- - - Portland composto com

filler

CPII-F NBR 11578

Portland Blastfurnace Slag IS ASTM C595

Portland de alto forno CPIII NBR 5735

Portland Pozzolan IP ASTM C595

Portland pozolânico CPIV NBR 5736

Portland with High Early

Strengh

III ASTM C150

Portland de alta resistência

inicial

CPV-ARI

NBR 5733

Portland with Moderate

Sulphate Resistance

II ASTM C150

Portland resistente a

sulfatos

CPI RS NBR 5737

Portland with High Sulphate

Resistance

V ASTM C150

Portland resistente a

sulfatos

CPI-S RS NBR 5737

Slag Modified Portland-

Moderate Sulphate Resistance

I (SM) MS

ASTM C595

Portland resistente a

sulfatos

CPII-E RS

NBR 5737

Pozzolan-Modified Portland-

Moderate Sulphate Resistance

I (MP) MS

ASTM C595

Portland resistente a

sulfatos

CPII-Z RS

NBR 5737

- - - Portland resistente a

sulfatos

CPII-F RS

NBR 5737

Portland Blastfurnace Slag-

Moderate Sulphate Resistance

IS (MS) ASTM C595

Portland resistente a

sulfatos

CPIII RS NBR 5737

Portland Pozzolan-Moderate

Sulphate Resistance

IP (MS) ASTM C595

Portland resistente a

sulfatos

CPIV RS NBR 5737

A diferença entre os cimentos de uso geral e os destinados para cimentação de poços de

petróleo está associada ao controle adotado no processo de fabricação e aos teores dos quatro

componentes básicos do cimento Portland anidro, a saber, C

S, C

A e C

AF. Observe-se que

as classes de cimento Portland especificadas pela API não se referem a cimentos diferentes dos

especificados pelas normas americanas ou brasileiras. Alguns destes cimentos, inclusive, se

enquadram nas classes da API. A Tabela 6 abaixo mostra algumas correspondências existentes

entre os cimentos brasileiros e americanos (NELSON, 1994 e THOMAS, 2001).

Tabela 6. Correspondência entre cimentos ASTM, NBR e API.

Tipo ASTM Tipo NBR

Classe API correspondente

I CPI A

- CPI-S A

IA - A

II CPI-RS B

IIA - B

V CPI-S RS -

I (SM) CPII-E -

I (MP) CPII-Z -

- CPII-F -

I (SM) RS CPII-E RS

I (MP) RS CPII-Z RS

- CPII-F RS

IS CPIII -

IS (MS) CPIII-RS -

IP CPIV -

IP (MS) CPIV-RS -

III CPV-ARI C

IIIA - C

Alguns dos cimentos que não apresentam correspondência com as classes da API podem

ser enquadrados nas mesmas, desde que ensaios de caracterização sejam realizados e se atendam

às exigências desta norma. Por exemplo: é bastante provável que o CPIV-RS brasileiro,

equivalente ao IP (MS) americano, possa se enquadrar na classe G da API, pois este cimento

apresenta alta quantidade de pozolana, baixo teor de C

A e alta resistência a sulfatos.

Evidentemente, os ensaios da API devem ser realizados para se verificar a correspondência entre

os dois tipos e a classe API correspondente.

2.4 Composição potencial de Bogue e composição otimizada

Os cimentos tipo Portland são fabricados a partir de misturas de calcário, argila e outros

compostos de menor importância de acordo com a finalidade que se deseja. No final do processo,

o cimento Portland anidro apresenta quatro fases cristalinas principais: alita, belita, celita e ferrita

ou brownmilerita (MORELLI, 2000), que são apresentadas em maiores detalhes na Tabela 7 (LU

et al, 1993, MINDESS et al, 1981 e YOUNG et al, 1987 apud GARBOCZ, 1994).

Tabela 7. Principais fases cristalinas do cimento Portland.

Fase

cristalina

Fórmula

química

Simbologia da indústria

do cimento

Massa específica

[kg/m³]

Volume molar

[m³/Mmol]

Silicato tricálcico 3CaO SiO

S (alita) 3 210 71,0

Silicato dicálcico 2CaO SiO

S (belita) 3 280 52,4

Aluminato tricálcico 3CaO Al

A (celita) 3 030 89,1

Ferroaluminato tetracálcico 4CaO Al

AF (brownmilerita) 3 730 128,0

Em termos de propriedades físicas e composição mineralógica, a diferença entre os

diversos tipos de cimento Portland está relacionada ao seu grau de finura e aos teores dos seus

quatro compostos principais. É evidente que a termodinâmica envolvida no processo de

fabricação do clínquer influencia as propriedades do cimento Portland resultante, mas as duas

características primeiras mostram-se como as mais significativas na indústria cimenteira.

Um cimento com baixo grau de moagem, ou seja, pequena superfície específica,

apresentará pega lenta, pois a cinética de hidratação será, também, mais lenta; um cimento com

alto teor de C

A apresentará rápida cinética de hidratação, etc.

Observe-se que não são compostos diferentes que determinam as propriedades do cimento

Portland, mas a finura e a proporção de cada uma de suas quatro fases principais. No entanto, não

se pretende dizer, aqui, que adições e aditivos incorporados ao cimento Portland não são capazes

de modificar suas propriedades, eles podem até ser utilizados, mas geralmente o são com a

finalidade de otimizar alguma propriedade desejada.

O processo de fabricação do clínquer do cimento Portland é controlado através de diversas

formas. O método mais empregado é a análise de três fatores obtidos em função dos seus teores

de óxidos (TAYLOR, 2003), são eles: fator de saturação de cal (FSC), módulo de sílica (MS) e

módulo de alumina (MA), dados pelas seguintes equações (GOMES, 1988):

FSC = CaO/(2,8 SiO

+ 1,2 Al

+ 0,65 Fe

) ⇒ 0,95 a 1,10 (valores limite)

MS = SiO

/(Al

+ Fe

) ⇒ 1,70 a 3,10 (valores limite)

⇒ 2,40 a 2,70 (valores ideais)

MA = Al

/Fe

⇒ 1,20 a 3,20 (valores limite)

⇒ 1,40 a 1,60 (valores ideais)

Segundo TAYLOR (2003), valores típicos do FSC para clínqueres modernos estão

compreendidos entre 0,92 e 0,98. Para valores limites do MS tem-se 2,0 a 3,0 e para o MA tem-se

1,0 a 4,0. Estes números divergem dos indicados por GOMES (1988), mas indicam uma ordem de

grandeza do que se espera encontrar em um clínquer que ainda será produzido.

A composição final que um determinado clínquer apresentará dependerá de vários fatores,

tais como a termodinâmica envolvida no processo de preparação e queima no forno rotativo, a

natureza dos minerais componentes da matéria-prima, a presença de impurezas, etc. Duas formas

simples e práticas de se estimar as fases principais que um clínquer possuirá, foram criadas por R.

H. Bogue em 1929 e 1947. A segunda, de 1947, mais prática e menos precisa, utiliza os três

fatores anteriores e, por meio de um gráfico (ZAMPIERI, 1989), determina o valor de cada uma

das quatro fases. A primeira forma, de 1929, menos prática e mais precisa, determina as quatro

fases por meio das equações de Bogue, em função da quantidade dos quatro principais óxidos

presentes na matéria-prima do cimento Portland, que são a cal, a sílica, a alumina e a ferrita. A

ASTM introduziu algumas modificações nas equações originais de Bogue através da norma

ASTM C 150-94 (HEWLETT et al, 2004). Outros autores também mostram variações, não só nas

constantes que multiplicam os teores de óxidos, mas também na forma como as equações são

utilizadas e, até mesmo, no próprio ato de tradução das equações originais para a língua

portuguesa.

A Tabela 8 seguinte mostra algumas das variações das equações.

Tabela 8. Variações das equações de Bogue.

Índice multiplicador

Fase

cristalina

Autor

-C

A C

Bogue, 1955 apud Mehta et al, 1994

+ 4,071 - - -

ASTM C 150-94 + 4,071 - - -

Bogue apud Taylor, 2003 + 4,0710

- - -

Gomes, 1988 + 4,07 - - -

CaO

ABNT NBR 9831, 1993 + 4,07 - - -

Bogue, 1955 apud Mehta et al, 1994

- 7,600 + 2,867 - -

ASTM C 150-94 - 7,600 + 2,867 - -

Bogue apud Taylor, 2003 - 7,6024 + 2,8675 - -

Gomes, 1988 - 7,60 + 2,87 - -

SiO

ABNT NBR 9831, 1993 - 7,60 - - -

Bogue, 1955 apud Mehta et al, 1994

- 6,718 - + 2,650 -

ASTM C 150-94 - 6,718 - + 2,650 -

Bogue apud Taylor, 2003 - 6,7187 - + 2,6504 -

Gomes, 1988 - 6,72 - + 2,65 -

ABNT NBR 9831, 1993 - 6,72 - + 2,65 -

Bogue, 1955 apud Mehta et al, 1994

- 1,430 - - 1,692 + 3,043

ASTM C 150-94 - 1,430 - - 1,692 + 3,043

Bogue apud Taylor, 2003 - 1,4297 - - 1,6920 + 3,0432

Gomes, 1988 - 1,43 - - 1,69 + 3,04

ABNT NBR 9831, 1993 - 1,43 - - 1,69 + 3,04

Bogue, 1955 apud Mehta et al, 1994

- - 0,7544 - -

ASTM C 150-94 - - 0,7544 - -

Bogue apud Taylor, 2003 - - 0,7544 - -

Gomes, 1988 - - 0,754 - -

ABNT NBR 9831, 1993 - - - -

Bogue, 1955 apud Mehta et al, 1994

- - - -

ASTM C 150-94 - - - -

Bogue apud Taylor, 2003 - - - -

Gomes, 1988 - - - -

ABNT NBR 9831, 1993 - 2,85 - - -

Pode-se observar que alguns dos índices multiplicadores são iguais e outros mudam

conforme critérios provenientes da experiência com a aplicação das equações originais de Bogue.

Outra forma de utilização das equações tradicionais de Bogue pode ser feita através do

Nomograma de Bogue encontrado, por exemplo, em PETRUCCI e PAULON (1982), trata-se de

uma aplicação gráfica das equações de Bogue com precisão bastante questionável.

Através de métodos mais precisos, como a difração por raios X quantitativa e, mais

comumente, a microscopia ótica de luz refletida (ASTM, C 1356 - 96, 2001), é possível se

determinar com mais exatidão as fases presentes no clínquer e, por meio de comparação, verificar

se os resultados são equivalentes aos obtidos através da equação de Bogue. Sobre a técnica de

quantificação de fases por meio da difração por raios X, alguns métodos já foram desenvolvidos

em função da comparação da intensidade de difração de cada fase presente no composto com

padrões de intensidade puros preparados com cada fase isoladamente. Estes métodos baseiam-se,

geralmente, nas proposições de KLUG e ALEXANDER (1954 apud KIHARA et al, 1983), que

desenvolveram uma equação que correlaciona a intensidade da raia de um determinado mineral

com sua concentração, massa específica, coeficiente de absorção de massa e coeficiente de

absorção de massa da matriz que o envolve, etc. (KIHARA et al, 1983). Esta metodologia,

otimizada posteriormente, já apresenta variações, como são os casos do método das adições, do

método do padrão interno, do método do padrão externo, do método da medida direta da altura ou

área de um pico de difração em comparação com curva pré-calibrada (PIETROLUONGO e

VEIGA, 1982) e de um quinto método obtido a partir da combinação dos dois últimos (KIHARA

et al, 1983).

Quando Bogue concebeu suas equações, ele partiu das seguintes premissas (ABCP;

TAYLOR, 2003):

a) A temperatura de queima do clínquer é de 2000ºC;

b) Os compostos C

S, C

A e C

AF a serem queimados são puros;

c) Existe uma perfeita combinação entre os óxidos e

d) As reações ocorrem em equilíbrio estequiométrico.

No entanto, os clínqueres geralmente são queimados em temperaturas entre 1400ºC e

1500ºC e não contêm apenas as quatro fases principais, pois sempre estão presentes alguns

compostos, tais como MgO, Na

O, P

, K

O, Ti

O, Mn

, SO

, CaO livre, etc., que interferem

nos valores finais das quatro fases e na própria temperatura de queima. Assim, as equações de

Bogue, modificadas ou não, geralmente apresentam discrepâncias em relação aos seguintes

pontos (ABCP; DELOYE, 1970 apud ABCP; ALDRIDGE and EARDLEY, 1973 apud ABCP;

TAYLOR, 2003):

a) A soma dos silicatos C

S e C

S é inferior à soma obtida por microscopia ótica e/ou

difração por raios X quantitativa. Esta diferença pode chegar a 14 %;

b) A soma da fase intersticial (C

A + C

AF) é superior à soma obtida por microscopia

ótica e/ou difração por raios X quantitativa;

c) A cal livre obtida por microscopia ótica e/ou difração por raios X quantitativa é

inferior ao valor obtido pelas equações de Bogue e

d) Os valores de CaO livre e MgO obtidos diretamente da análise química são superiores

aos observados por microscopia ótica e/ou difração por raios X quantitativa.

Estas diferenças estão relacionadas à incorporação, por substituição, das impurezas nas

redes cristalinas das quatro fases principais e ocorrência de reconversões de fases durante o

resfriamento do clínquer (ABCP; TAYLOR, 2003). Isto comprova que o princípio adotado nas

equações de Bogue não é correto, pois as fases não são puras no clínquer final. Dessa forma, a

composição do clínquer obtida através das equações de Bogue é denominada de composição

potencial do clínquer, em função de não apresentar precisão, no entanto, para fins práticos e

clínqueres de cimentos Portland comuns as equações de Bogue são utilizadas sem maiores

transtornos.

Este não é o caso, no entanto, dos cimentos destinados para a cimentação de poços de

petróleo, que apresentam impurezas maiores que os cimentos Portland comercializados na

indústria da construção civil. A preocupação com o controle de qualidade do clínquer que será

produzido está sempre relacionada à determinação prévia das quatro fases principais. A

microscopia ótica e a difração de raios X quantitativa são técnicas importantes e precisas, mas só

podem ser utilizadas após o clínquer estar pronto. Assim, mais recentemente, YAMAGUCHI e

TAKAGI (1969 apud TAYLOR, 2003), TAYLOR (1989 apud TAYLOR, 2003) e HARRISSON,

TAYLOR e WINTER (1985 apud TAYLOR, 2003) propuseram uma forma mais precisa de se

determinar a composição do clínquer em função dos seus óxidos a partir da resolução de sistemas

de equações lineares, com quatro incógnitas representando as porcentagens de cada uma das fases

e quatro equações representando a influência de cada um dos quatro principais óxidos

constituintes da matéria-prima do clínquer (CaO, SiO

, Al

e Fe

) com seus teores

devidamente corrigidos em função das impurezas presentes em sua matéria-prima. Este

procedimento foi utilizado no item 4.1 Características físico-químicas e apresentou coerência

maior que os resultados obtidos pelas equações de Bogue, principalmente em relação aos teores

de C

A e C

AF.

2.5 Hidratação do cimento Portland

Um fator importante quando se lida com o bombeio de pastas de cimento Portland em

poços de petróleo refere-se às suas reações de hidratação em temperaturas elevadas, pois o

cimento Portland foi desenvolvido, acidentalmente, para ser empregado em temperaturas

próximas à temperatura ambiente (5ºC a 40ºC). Sob tais condições, ou seja, temperatura ambiente,

o cimento Portland se hidrata e gera os produtos constantes da Tabela 9 (LU et al, 1993,

MINDESS et al, 1981 e YOUNG et al, 1987 apud GARBOCZ, 1994).

Tabela 9. Principais produtos da hidratação do cimento Portland em ordem de importância.

Fase

Simbologia da indústria

do cimento

Massa específica

[g/cm³]

Volume molar

[cm³/mol]

Silicato cálcico hidratado C-S-H 1,85 124,0

Hidróxido de cálcio CH 2,24 33,1

Etringita C

1,75 715,0

Monossulfato C

ASH

1,99 313,0

Hidrogranada C

2,52 150,0

Hidróxido de ferro FH

2,20 95,2

A hidratação do cimento Portland depende de vários fatores e as condições em que a

mesma ocorre determina boa parte do comportamento à fissuração da pasta endurecida. A adição

de sulfato de cálcio, que tem a função de controlar a pega do cimento Portland, atua retardando a

reação do C

A, que é a fase que apresenta cinética mais rápida. Quando em contato com a água, o

sulfato de cálcio forma uma película de etringita ao redor do C

A que funciona como uma

blindagem, evitando que o mesmo se hidrate rapidamente. Com o passar do tempo, como a

etringita é expansiva, a película é rompida e a água volta a entrar em contato com o sulfato de

cálcio restante, até que este seja totalmente consumido, quando então a água irá reagir com o C

gerando as fases hidrogranada e monossulfato hidratado, conferindo rigidez à pasta (MORELLI,

2000).

As reações químicas de hidratação dos quatro compostos básicos do cimento Portland não

são precisamente conhecidas, pois fatores como temperatura, presença de álcalis, pressão,

umidade relativa do ar, superfície específica, relação água/cimento, etc (MEHTA e MONTEIRO,

1994; HEWLETT et al, 2004; TAYLOR, 2003) podem fazer com que uma determinada fase

interaja de forma distinta com a água, resultando em produtos de hidratação com variações em sua

resistência mecânica, cristalinidade, permeabilidade, etc. As fases dos clínqueres produzidos

raramente se apresentam em suas formas estequiométricas, daí as reações de hidratação não

ocorrerem também de forma estequiométrica (MORELLI, 2000). Além disso, existem

controvérsias quanto à quantidade de água necessária para se hidratar o cimento Portland. Alguns

autores, como MORELLI (2000), afirmam que a quantidade de água necessária para se hidratar

completamente o cimento Portland varia de 35 % a 40 % (fator – água/cimento de 0,35 a 0,40) em

relação à massa de cimento anidro. Outros, como MEHTA e MONTEIRO (1994), NEVILLE

(1997), TAYLOR (2003) e HEWLETT et al (2004), posicionam este valor em torno de 25 %, que

é significativamente menor que 35 % - 40 % (28,57 % a 37,50 %, em relação aos valores de

MORELLI (2000)).

As reações de hidratação dos quatro compostos básicos do cimento Portland consomem

quantidades de água diferentes. De um modo geral, estas quantidades são as descriminadas nos

itens seguintes.

2.5.1 Reação de hidratação do silicato tricálcico (alita)

Segundo MEHTA e MONTEIRO (1994), NEVILLE (1997), BRUNAUER (1962 apud

BAZĂNT and KAPLAN, 1996) e CZERNIN (1962 apud BAZĂNT and KAPLAN, 1996) o

silicato tricálcico se hidrata conforme a seguinte reação.

a) Simbologia da indústria do cimento

S + 6H ⇒ C

-S

-H

+ 3CH

Uma expressão mais elaborada para esta fórmula é encontrada em HEWLETT et al (2004)

que introduz os parâmetros m e n e vincula a validade da expressão à superfície específica do

cimento Portland. Eis a expressão:

S + (3 + m - n) H ⇒ n C-S-m H + (3 - n ) CH

Esta expressão é válida para cimentos Portland com superfície específica entre 300 m²/kg

e 500 m²/kg. Os valores dos parâmetros m e n são geralmente 1,5 para ambos, isto significa dizer

que, havendo a substituição dos mesmos, a expressão passa a ser idêntica a de Neville juntamente

com Mehta e Monteiro. A novidade é exatamente a dependência da hidratação à superfície

específica do cimento Portland.

É interessante observar que o futuro espera uma expressão, não só para o silicato

tricálcico, mas para todos os compostos do cimento Portland, que contemple as variáveis que

influenciam o processo. Assim, a hidratação do cimento Portland será mais bem conhecida

quando uma determinada expressão depender da variação de temperatura de cura, da superfície

específica, da umidade relativa do ar, etc.

b) Substituindo pela simbologia da química, tem-se:

2[(CaO)

SiO

] + 6H

O ⇒ (CaO)

. (SiO

)

. (H

+ 3[CaO . H

c) Considerando as massas atômicas dos elementos químicos dados na Tabela 10 (CALLISTER

JR., 1999).

Tabela 10. Massas atômicas dos principais elementos químicos do cimento Portland.

Elemento químico

Massa atômica (u.m.a.)

Hidrogênio 1,008

Oxigênio 15,999

Alumínio 26,982

Silício 28,086

Enxofre 32,060

Cálcio 40,080

Ferro 55,847

Substituindo em cada molécula isoladamente, tem-se:

CaO = 56,079 u.m.a.; SiO

= 60,084 u.m.a.; H

O = 18,015 u.m.a.;

= 101,961 u.m.a.; Fe

= 159,691 u.m.a.; S = 96,056 u.m.a.

d) Substituindo nos dois membros da expressão de Neville, Mehta e Monteiro, tem-se:

1º membro: 2 (3 x 56,079 + 60,084) + 6 x 18,015 = 564,732 u.m.a.

2º membro: 3 x 56,079 + 2 x 60,084 + 3 x 18,015 + 3 x (56,079 + 18,015) = 564,732 u.m.a.

e) Considerando que para a hidratação de duas moléculas de silicato tricálcico são necessárias seis

moléculas de água, a relação água/cimento é expressa por:

6 H = 108,09 u.m.a.

2 C

S = 456,642 u.m.a.

a/c = 108,09/456,642 = 0,2367

Isto significa dizer que são necessários 23,67 % de água em relação à massa de C

S do

cimento Portland para que ocorra sua completa hidratação. Este número é importante em função

da quantidade de água que deve ser misturada ao cimento no ato da preparação das pastas.

As possíveis situações que podem acontecer são:

a) Quantidade de água inferior a 23,67 % - neste caso, o C

S não será totalmente

hidratado e a qualidade da bainha estará comprometida, podendo apresentar

propriedades mecânicas e principalmente reológicas inadequadas;

b) Quantidade de água igual a 23,67 % - teoricamente esta quantidade é a necessária para

a hidratação do C

S do cimento Portland. No entanto, a trabalhabilidade da pasta,

quantificada por seus parâmetros reológicos, será muito baixa e a mesma não será

passível de bombeio. Esta quantidade, tanto para aplicações em cimentação de poços

de petróleo, como para aplicações na construção civil se mostra, na prática,

inconveniente para emprego, pois a pasta se torna excessivamente viscosa e

c) Quantidade de água superior a 23,67 % - a priori, pode-se imaginar que uma

quantidade superior de água resolveria os problemas das duas situações anteriores, no

entanto, não tem sido esta a solução. O excesso de água em si não provoca dano à

pasta. O problema está relacionado ao espaço ocupado pelo mesmo. Quando o cimento

Portland é hidratado a água em excesso sai do seu interior dando origem a uma

quantidade de vazios significativa que facilitará a propagação do processo de

fissuração (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

Além disso, o excesso de água pode influenciar na reação do C

S. As seis moléculas de

água necessárias para hidratar as duas moléculas de C

S podem variar em função da temperatura,

umidade relativa do ar, pressão, superfície específica, presença de sulfato de cálcio (gesso), etc.

Assim, a quantidade de água que deve ser adicionada ao cimento Portland não é de fácil

determinação, pois depende da finalidade que se deseja.

2.5.2 Reação de hidratação do silicato dicálcico (belita)

Segundo HEWLETT (2004), MEHTA e MONTEIRO (1994), BRUNAUER (1962 apud

BAZĂNT and KAPLAN, 1996), CZERNIN (1962 apud BAZĂNT and KAPLAN, 1996) e

NEVILLE (1997) o silicato dicálcico se hidrata conforme as seguintes reações.

a) Simbologia da indústria do cimento

2 C

S + 4 H ⇒ C

-S

-H

+ CH

b) Substituindo pela simbologia química, tem-se:

2[(CaO)

SiO

] + 4 H

O ⇒ (CaO)

. (SiO

)

. (H

+ CaO . H

c) Substituindo os pesos atômicos nos dois membros da fórmula, tem-se:

1º membro: 2 (2 x 56,079 + 60,084) + 4 x 18,015 = 416,544 u.m.a.

2º membro: 3 x 56,079 + 2 x 60,084 + 3 x 18,015 + 56,079 + 18,015 = 416,544 u.m.a.

d) Considerando que para a hidratação de duas moléculas de silicato dicálcico são necessárias

quatro moléculas de água, a relação água/cimento é expressa por:

4 H = 72,060 u.m.a.

2 C

S = 344,484 u.m.a.

a/c = 72,060/344,484 = 0,2092

Isto significa dizer que são necessários 20,92 % de água em relação à massa de C

S para

que ocorra sua completa hidratação. As mesmas considerações feitas para o C

S são aplicáveis

aqui. Alguns autores, como é o caso de LU et al (1993 apud GARBOCZ, 2002), indicam

proporções diferentes para a reação de hidratação do C

S e C

S. Enquanto MEHTA e

MONTEIRO (1994) e NEVILLE (1997) afirmam que são necessárias 3,0 moléculas de água para

a hidratação de 1,0 molécula de C

S, aqueles autores indicam 5,3 moléculas de água. Isto

significa dizer que a relação água/cimento neste último caso passa para 0,4497, o que é 1,90 vezes

maior que a relação água/cimento de 0,2367 de Neville, Mehta e Monteiro.

Tal contradição não encerra em si, no entanto, tamanha discrepância, pois LU et al

referem-se apenas à hidratação do C

S com água, enquanto que Mehta e Monteiro consideram a

hidratção do C

S na presença dos demais compostos do cimento Portland. Em termos práticos,

portanto, o valor mais correto é o de Mehta e Monteiro, pois o cimento Portland é empregado

sempre com todos os seus constituintes.

No caso do C

S também existe discrepância. Enquanto MEHTA e MONTEIRO (1994)

chegaram a um fator água/cimento de 0,2092, LU et al (1993 apud GARBOCZ, 2002)

encontraram o valor de 0,4182, ou seja, duas vezes maior. As mesmas considerações são

aplicadas aqui.

2.5.3 Reação de hidratação do aluminato tricálcico (celita)

Para NEVILLE (1997) e CZERNIN (1962 apud BAZĂNT and KAPLAN, 1996) o

aluminato tricálcico se hidrata conforme as seguintes reações.

a) Simbologia da indústria do cimento

A + 6 H ⇒ C

(hydrogarnet ou hidrogranada)

b) Substituindo pela simbologia da química, tem-se:

3 (CaO) Al

+ 6 H

O ⇒ (CaO)

c) Substituindo os pesos atômicos nos dois membros da fórmula, tem-se:

1º membro: 3 x 56,079 + 101,961 + 6 x 18,015 = 378,288 u.m.a.

2º membro: 3 x 56,079 + 101,961 + 6 x 18,015 = 378,288 u.m.a.

e) Considerando que para a hidratação de uma molécula de aluminato tricálcico são necessárias

seis moléculas de água, a relação água/cimento é expressa por:

6 H = 108,090 u.m.a.

A = 270,198 u.m.a.

a/c = 108,090/270,198 = 0,4000

Isto significa dizer que são necessários 40,00 % de água em relação à massa de C

A para

que ocorra sua completa hidratação. As mesmas considerações feitas para o C

S são aplicáveis

aqui. No caso do C

A, LU et al (1993 apud GARBOCZ, 2002) indicam a mesma relação

água/cimento.

Dos quatro compostos principais do cimento Portland, o C

A é o mais complexo do ponto

de vista de sua cinética de reação. A reação de hidratação indicada anteriormente só é válida se

não estiverem presentes outros compostos. Como o C

A reage rapidamente com a água (MEHTA

e MONTEIRO, 1994; HEWLETT et al, 2004), tornou-se praticamente obrigatório, na indústria do

cimento, a adição de sulfato de cálcio para retardar a sua hidratação. A forma como o sulfato de

cálcio atua para retardar a hidratação do C

A ainda não é muito bem conhecida. ZAMPIERI

(1989) e MEHTA e MONTEIRO (1994) apresentam explicações que esclarecem melhor o efeito,

mas não o esgotam. Sobre este aspecto, HEWLETT et al (2004) e TAYLOR (2003) apresentam

aproximações melhores para a reação do C

A na presença do sulfato de cálcio, eis a expressão:

A + 3 CSH

+ 26 H ⇒ C

(etringita)

+ 2 C

A + 4 H ⇒ 3 C

ASH

(monossulfato)

É importante observar que o C

A não se hidrata de imediato com a água. Ele é

primeiramente convertido em etringita e depois em monosulfato. Isto significa dizer que o C

A só

produz hidrogranada se não estiver na presença do sulfato de cálcio. Como todos os cimentos

Portland comerciais recebem sulfato de cálcio em sua composição, dificilmente se terá a geração

de hidrogranada no processo de hidratação.

2.5.4 Reação de hidratação do ferroaluminato tetracálcico (brownmilerita)

Segundo HEWLETT et al (2004), LU et al (1993 apud GARBOCZ, 2002) e CZERNIN

(1962 apud BAZĂNT and KAPLAN, 1996), o ferroaluminato tetracálcico se hidrata conforme as

seguintes reações.

a) Simbologia da indústria do cimento

AF + 2 CH + 10 H ⇒ C

+ C

b) Substituindo pela simbologia da química, tem-se:

4 (CaO) + Al

+ Fe

+ 2 (CaO + H

O) + 10 H

O ⇒

(CaO)

+ (CaO)

c) Substituindo as massas atômicas nos dois membros da fórmula, tem-se:

1º membro: 4x56,079 + 101,961 + 159,691 + 2 (56,079 + 18,015) + 10x18,015 = 814,306 u.m.a.

2º membro: 3x56,079 + 101,961 + 6x18,015 + 3x56,079 + 159,691 + 6x18,015 = 814,306 u.m.a.

d) Considerando que para a hidratação de uma molécula de ferroaluminato tetracálcico são

necessárias dez moléculas de água, a relação água/cimento é expressa por:

10 H = 180,150 u.m.a.

AF = 485,968 u.m.a.

a/c = 180,150/485,968 = 0,3707

Isto significa dizer que são necessários 37,07 % de água em relação à massa de C

AF do

cimento Portland para que haja a completa hidratação do mesmo. As mesmas considerações feitas

para o C

S são aplicáveis aqui.

Para este composto, NEVILLE (1997) é quem indica uma relação água/cimento diferente

dos demais pesquisadores. Este autor encontra para relação água/cimento o valor de 0,4700.

Considerando as duas moléculas de água do CH do primeiro membro, atinge-se relação

água/cimento de 0,4448, o que ainda é inferior a 0,4700. No entanto, é evidente que devem ser

analisadas as condições de ensaio que foram adotadas, de modo que esta diferença possa ser

explicada.

Assim, pode-se concluir que a quantidade de água que deve ser adicionada ao cimento

Portland não é de fácil determinação, pois não se trata apenas de determinar a quantidade

estritamente necessária para a hidratação, mas também a quantidade necessária para se conseguir

parâmetros reológicos adequados.

Tendo como base valores médios para os teores das quatro fases principais de clínquer,

extraídos de NELSON et al (1990), a quantidade de água necessária para a hidratação de um

cimento Portland classe G pode ser determinada pela ponderação de cada teor, conforme cálculo

seguinte:

(23,67.0,5000 + 20,92.0,3000 + 40,00.0,0500 + 37,07.0,1200)/0,9700 = 25,32 %

Ou seja, são necessários 25,32 % de água para hidratar um cimento Portland classe G

médio. No desenvolvimento da pesquisa calculou-se a quantidade de água necessária para a

hidratação do cimento Portland especial para poço de petróleo.

2.6 Hidratação do cimento Portland em temperatura elevada

O conhecimento limitado dos processos de hidratação do cimento Portland em

temperaturas próximas da ambiente é limitado quando se tenta entender o seu comportamento em

temperaturas mais elevadas. Alguns trabalhos existentes nesta área se baseiam em condições

especialíssimas de laboratório, em que apenas alguns componentes do cimento Portland são

postos para hidratar diante de temperaturas elevadas. Um deles, de autoria de ROJAS e

CABRERA (2001), acompanha as reações de hidratação do hidróxido de cálcio e de um

metacaulim, diante de duas temperaturas de cura (20ºC e 60ºC) e ao longo do tempo. No trabalho,

alguns compostos que surgem quando da hidratação do cimento Portland diante de temperatura

elevada não aparecem nas análises de difração por raios X realizadas. Este exemplo, que apenas

ilustra a dificuldade de se avaliar o processo de hidratação do cimento Portland, serve para

explicar quão variável são as respostas deste material quando suas condições de cura são

modificadas.

Esta pequena introdução tem o propósito de problematizar a questão da hidratação do

cimento Portland, tendo em vista a necessidade de se considerar cada aspecto envolvido na

cimentação de um poço sem a pretensão de se teorizar um modelo que seja válido para qualquer

situação, pois ainda não se dispõe de conhecimento suficiente para tal.

Quando submetido a temperaturas superiores a 110ºC, o cimento Portland hidratado

apresenta perda significativa de resistência à compressão. Este fenômeno conhecido por regressão

da resistência (MEHTA e MONTEIRO, 1994) ou retrogressão de resistência, ainda não é bem

conhecido e é tema de muitos trabalhos sobre o seu funcionamento e suas possíveis conseqüências

para a bainha de cimento dos poços. Ele foi reportado pela primeira vez na literatura do petróleo

por SWAYZE (1954 apud NELSON et al, 1990) em função do crescente número de

completações de poços profundos.

Alguns estudos específicos sobre as condições de cura do cimento Portland em

cimentações de poços de petróleo sob altas temperaturas foram realizados por NELSON et al

(1990), ROY and KARKER (1962 apud TAYLOR, 2003), EILERS et al (1983 apud HEWLETT

et al, 2004), TAYLOR (1969 apud TAYLOR, 2003), BELL et al (1989 apud HEWLETT et al,

2004), OYEFESOBI and ROY (1976 apud TAYLOR, 2003), TAYLOR and ROY (1980 apud

HEWLETT et al, 2004), LANGTON et al (1980 apud TAYLOR, 2003), KURBUS and

MARINKOVIC (1986 apud HEWLETT et al, 2004), DANYUSHEVSKY and RATAYCHAK

(1974 apud HEWLETT et al, 2004), POON et al, 2001; BERRA et al (1988), XU et al (2001),

MÉDUCIN et al (2002), BERHANE (1983), HUTCHISON et al (1991), GRABOWSKI and

GILLOTT (1989), THOMAS et al (2003), VIDICK et al (1989), BABUSHKIN et al (1985 apud

HEWLETT et al, 2004), etc. Especificamente sobre o comportamento mecânico de pastas,

argamassas e concretos submetidos a temperaturas elevadas, dispõe-se dos trabalhos de BAZĂNT

and KAPLAN (1996) que, estranhamente, não enfocam o problema da retrogressão de resistência,

nem associam este fenômeno às mudanças de fases que ocorrem durante o aumento da

temperatura.

O principal e mais abundante composto responsável pela conhecida resistência mecânica à

compressão do cimento Portland endurecido é o C-S-H que apresenta estrutura parcialmente

cristalina (MEHTA e MONTEIRO, 1994). O outro composto mais abundante é o CH (também

conhecido por portlandita). A problemática envolvida na hidratação do cimento Portland diante de

temperatura elevada refere-se às mudanças de fase que ocorrem no C-S-H e que são responsáveis

pelo fenômeno da retrogressão de resistência. Para minimizar os efeitos da retrogressão de

resistência, a indústria da cimentação de petróleo adiciona sílica cristalina (NELSON et al, 1990 e

HEWLETT et al, 2004) em até 40 % de substituição do cimento com o objetivo de incrementar a

reação pozolânica. Esta é caracterizada pela reação entre o CH, formado no processo

convencional de hidratação das fases C

S e C

S, com água e pozolana (BARBOSA, 1998 e

MEHTA e MONTEIRO, 1994), conforme Tabela 11.

Tabela 11. A reação pozolânica.

Reação

(nomenclatura do cimento)

Velocidade

de Reação

S + 6H ⇒ C-S-H (61 %) + CH

S + 4H ⇒ C-S-H (82 %) + CH

Pozolana + CH + H ⇒ C-S-H

Rápida ⇒ horas e dias

Rápida ⇒ dias

Lenta ⇒ dias e meses

A estrutura cristalina do C-S-H assemelha-se ao gel de tobermorita. No entanto, estes

compostos não podem ser confundidos, pois suas propriedades mecânicas e físico-químicas são

distintas. Ao ser aquecido, o C-S-H é convertido em várias outras fases de acordo com o valor da

temperatura. Entre 110ºC e 120ºC ele é convertido na fase

-silicato dicálcico hidratado (

-C

ou [Ca

(HSiO

)OH]), que possui estrutura cristalina, massa específica alta, elevada

permeabilidade e baixa resistência mecânica à compressão. Em torno de 202ºC, o C-S-H também

pode ser convertido em silicato tricálcico hidratado (C

S ou [Ca

(OH)

]), que possui

características semelhantes ao

-C

S. Observe-se que o aumento da temperatura provoca, na

realidade a desidratação do cimento Portland, com a geração de compostos semelhantes aos

compostos originais. A adição de sílica cristalina, na forma de pó de sílica (silica flour) ou na

forma de areia de sílica (silica sand) modifica a trajetória deste processo natural de conversão e

transforma o C-S-H, na temperatura de 120ºC, em tobermorita [Ca

) 4H

O], que

apresenta baixa permeabilidade e alta resistência à compressão. Com o aumento da temperatura,

novas transformações ocorrem a 150ºC, com a conversão da tobermorita em xonotlita

[Ca

(OH)

] e/ou gyrolita [Ca

(Si

)

(OH)

~ 6H

O], que são fases que apresentam

permeabilidade e resistência à compressão semelhantes às da tobermorita. Elevando-se a

temperatura para 250ºC, a gyrolita é convertida em truscotita [Ca

(Si

)(Si

)(OH)

O],

esta apresenta permeabilidade superior e resistência à compressão inferior em relação à

tobermorita. Outras fases podem surgir, como é o caso da pectolita [NaCa

HSi

] e da scawtita

[Ca

(Si

)CO

O]. A pectolita é formada quando a tobermorita é exposta a soluções salinas

de sódio na temperatura de 150ºC, havendo redução, portanto, de xonotlita e/ou gyrolita. A

pectolita apresenta alta permeabilidade em relação à xonotlita, mas resistência à compressão da

mesma ordem de grandeza. A scawtita, por sua vez, só é formada em bainhas de poços que

apresentam altas temperaturas e possui a função de aumentar o desempenho do cimento

(HEWLETT et al, 2004). O CH (hidróxido de cálcio ou portlandita) que não foi consumido na

reação pozolânica é convertido em CaO e água (BAZĂNT and KAPLAN, 1996). É importante

lembrar que estas conversões não seguem um único sentido, ou seja, a tobermorita não é

convertida, necessariamente, em xonotlita, gyrolita e truscotita, alguns autores, como o próprio

TAYLOR (LUKE et al, 1981) relatam experiências em que se observou a conversão da truscotita

em xonotlita, ou seja, um processo inverso ao mais comum, evidentemente, para que isto ocorra,

as condições de cura e temperatura são necessariamente diferentes. Estes autores relatam que a

presença de CaO livre em detrimento de sílica favorece a formação primeira da xonotlita,

enquanto que sílica livre em detrimento da CaO livre favorece a formação primeira da truscotita

(LUKE et al, 1981).

No caso do cimento Portland sem adição de sílica, segundo LANKARD (1970 apud

BAZĂNT and KAPLAN, 1996), observam-se duas mudanças exotérmicas de fase importantes;

uma a 105ºC, correspondente à conversão do C-S-H em tobermorita e outra a 550ºC,

correspondente à conversão do CH em C. BAZĂNT e KAPLAN (1996) também citam a

conversão do C-S-H em

-wollastonita a partir de 105ºC.

As fórmulas químicas destes compostos não são exatamente conhecidas, por exemplo, a

tobermorita pode apresentar variações como [Ca

5,5

) Ca 4H

O] (TAYLOR, 2003), ou

pode haver incorporação de alumínio e sódio na rede cristalina apresentando defeitos intersticiais.

O importante, entretanto, é que estas variações de fases apresentam comportamento mecânico e

permeabilidade semelhantes; além disso CAO e DETWELLER (1995) também relatam que a rede

de poros intersticiais vai aumentando a medida que a temperatura de cura aumenta, o que é um

indício óbvio de que as pastas devem ser curadas sempre em baixas temperaturas, pois a expulsão

da água excedente da pasta se faz em tempo curto com a conseqüente formação dos poros

deletérios.

Existem ainda outros compostos secundários que são formados quando o cimento Portland

hidratado, previamente aditivado com sílica ou não, é aquecido, tais como a foshagite,

hillebrandite, jaffeite, afwillite, calcio-chondrodite, reyerite (esta fase não deve ser confundida

com a truscotita, pois possui alumínio e álcalis (LUKE et al, 1981)), kilchoanite, rankinite, etc.

Ao todo são reportadas 22 fases conhecidas que podem ser formadas com o aumento da

temperatura, não significando que não possam existir outras (NELSON et al, 1990 e HEWLETT

et al, 2004). A Figura 4 seguinte, extraída de TAYLOR (19?? apud NELSON et al, 1990),

mostra, possivelmente, a melhor forma de apresentação da retrogresssão de resistência e outros

fenômenos relacionados às mudanças de fases que podem ocorrer quando o cimento Portland

hidratado é aquecido.

Figura 4. Representação de mudanças de fases do cimento Portland

aquecido em função da fração C/S (NELSON et al, 1990).

De um modo geral, pode-se afirmar que a redução da retrogressão de resistência pode ser

conseguida por meio da redução da relação CaO/SiO

na pasta de cimento (MENZEL, 1935,

KALOUSEK, 1952, CARTER and SMITH, 1958 apud NELSON et al, 1990). É por isso que é

adotada a adição de sílica como forma de se reduzir tal relação. Pastas com relação CaO/SiO

inferior a 1 apresentam baixa retrogressão de resistência e baixa permeabilidade (NELSON et al,

1990). A adição da sílica pode ser entendida pela formação da tobermorita, esta fase possui seis

moléculas de SiO

e cinco de CaO, enquanto que aquela geralmente possui duas moléculas de

SiO

e três de CaO. Assim, é sempre necessário mais SiO

(3,00 vezes mais) do que CaO (1,67

vez mais) para a formação da tobermorita.

A diferença entre o pó de sílica e a areia de sílica está em sua granulometria. Enquanto o

pó de sílica apresenta partículas inferiores a 75 µm (equivalente a peneira número 200), a areia de

sílica apresenta partículas entre 75 µm e 210 µm. Como visto, o emprego de sílica apresenta

implicações diretas na formação da tobermorita (HEWLETT et al, 2004). Partículas grandes de

sílica (areia de sílica) reagem com o C-S-H da forma descrita anteriormente formando a

tobermorita, mas partículas menores são convertidas juntamente com o C-S-H em gyrolita e

truscotita sem passar pela fase tobermorita, isto causa redução de variações de fases e preservação

de uma microestrutura com poucas modificações e, portanto, mais estável do ponto de vista

mecânico. A sílica também pode ser utilizada na forma de sílica ativa (fumo de sílica ou sílica

volatilizada) com partículas ainda mais reduzidas (0,10 µm e superfície específica compreendida

entre 20000 m²/kg e 25000 m²/kg). Esta solução pode ser viável apenas para aquelas cimentações

em que são necessárias pastas mais leves com massas específicas inferiores a 1800 kg/m³, pois a

alta superfície específica da sílica ativa exige fator água/cimento elevado para permitir o bombeio

das pastas.

Sobre os aluminatos celita e ferrita, ainda não se tem muito conhecimento sobre os seus

comportamentos diante de temperaturas elevadas (HEWLETT et al, 2004). Geralmente os

silicatos são mais importantes, pois representam em torno de 80 % do cimento Portland, além

disso, quando o cimento Portland é aditivado por alguma forma de sílica (até 40 %), esta

quantidade passa para quase 90 %, o que determina o comportamento do cimento Portland diante

de temperaturas elevadas.

Através de caminho oposto a estes pesquisadores citados, WU and PENG (2003)

analisaram a evolução de pasta da cimento Portland especificamente para poços submetidos à

injeção de vapor e observaram incremento da resistência à compressão a medida que a

temperatura foi aumentando, o que soa estranho face aos resultados geralmente relatados na

literatura, esta pesquisa menciona incremento de resistência para temperatura de até 180ºC e

declínio só a partir deste valor. Na pesquisa não foram utilizadas a silica sand nem a silica flour,

mas pozolanas comuns, como a cinza da casca de arroz e a sílica ativa, talvez por isto os

resultados tenham sido diferentes, entretanto, a partir da temperatura de 180ºC o comportamento

da resistência à compressão volta a ser o relatado na literatura por meio do fenômeno da

retrogressão de resistência.

2.7 Cimentação de poços

A exploração de poços de petróleo foi iniciada no século XIX, através da execução e

colocação em funcionamento de um poço com 21 m nos Estados Unidos em 1859 (PETROBRAS,

1976; THOMAS, 2001). Este poço, localizado na cidade de Tittusville, foi perfurado pelo

Coronel Edwin L. Drake por meio de broca à percussão, semelhante a um bate-estacas, a

produção diária inicial era de 19 barris, cerca de 3 m³/dia. A partir deste evento simbólico, a

indústria do petróleo cresceu exponencialmente, tanto em volume de produção, como em

tecnologia e representa, atualmente, um dos maiores setores da economia da humanidade. A

produção de petróleo mundial situa-se em torno de 75 milhões de barris por dia (ANUÁRIO

ESTATÍSTICO BRASILEIRO DO PETRÓLEO E DO GÁS NATURAL 2002, 2002), o que

representa uma movimentação de aproximadamente 800 bilhões de dólares anuais, valor superior

ao PIB de vários países.

Embora o petróleo já fosse conhecido desde épocas remotas em outros países, como a

Rússia, China, países do oriente médio, etc, com fins diversos da obtenção e geração de energia

(ALMEIDA, 1977), a história da cimentação propriamente dita tem seu início a partir de 1883 na

Califórnia, Estados Unidos. Até então, ou seja, 24 anos após o início da exploração de petróleo, os

poços eram cimentados com camadas de solo argiloso compactadas precariamente. Observe-se

que o cimento Portland ainda não era um material de largo emprego, pois eram decorridos apenas

59 anos do seu patenteamento por Aspdin (HEWLETT, 2004). Além disso, a estrutura de

revestimento dos poços era feita de alvenaria e/ou talas de madeira (THOMAS, 2001). O

problema recorrente em esta época era o da falta de estanqueidade do revestimento, que permitia a

perda de grandes volumes de petróleo e água para a formação rochosa e para lençóis freáticos

adjacentes.

Estes tipos de poços, considerados difíceis, eram encontrados freqüentemente nas praias

da Califórnia e no interior dos Estados Unidos, e foram o primeiro mercado das empresas de

cimentação. Em 1905, Al Perkins funda o que seria, nos próximos anos, a maior empresa

californiana na especialidade, e em 1910, patenteia o método de bombear a pasta para o poço,

com tampões metálicos à frente e atrás desta, para evitar contaminação, sendo deslocada por

vapor d’água, água ou algum tipo de fluido de perfuração.

Depois de algum tempo trabalhando com Perkins, em 1919, Erle Halliburton parte para o

interior norte-americano, e funda sua própria empresa, a Halliburton Cementing Co., que tornou-

se a maior empresa de cimentação do mundo.

Durante este período, as cimentações eram lentas devido ao excessivo tempo de pega dos

cimentos disponíveis, estes levavam até 28 dias para endurecer ou apresentar resistência mecânica

suficiente para prosseguimento dos serviços de cimentação.

Mas, a partir de 1923, alguns fabricantes americanos e europeus de cimento passaram a

produzir cimentos especiais para a indústria do petróleo, com alta resistência inicial. Com o

advento dos aditivos químicos, o tempo de pega foi sendo paulatinamente reduzido (72 h até

1946; 24 h a 36 h a partir de 1946) e outras propriedades da pasta de cimento foram controladas.

Atualmente, as pastas podem se manter com trabalhabilidade por certo tempo, a altas

temperaturas e pressões (4 h em geral), permitindo seu bombeio em poços profundos verticais

e/ou direcionais. A partir desse tempo a pasta endurece rapidamente e as atividades no poço

podem ser retomadas com apenas 12 h e até 8 h após a execução da cimentação.

Uma visão geral sobre o processo de perfuração e cimentação pode ser visto na Figura 5

seguinte. A figura apresenta alguns conceitos básicos da perfuração e cimentação, que são a

perfuração, a colocação da tubulação de revestimento e a cimentação propriamente dita (ver

Glossário, item 8).

camadas de rochas

perfuração do poço

anular de um poço

tubulação de revestimento

bainha de cimento

Figura 5. Esquema de perfuração, colocação da tubulação e cimentação de um poço de petróleo.

Embora estas sejam as principais partes do poço, existem variações de acordo com as

circunstâncias de exploração, presença de formações com características variadas, etc. Uma visão

rápida destas situações pode ser vista na Figura 6.

Figura 6. Tipos de poços de petróleo (PETROBRAS, 1976).

Observe-se que um único poço pode funcionar com diferentes frentes de produção e

possuir diferentes tipos de petróleo em função das características das camadas rochosas

perfuradas (Figura 7). Isto mostra a necessidade de se executarem cimentações que tenham

resistência mecânica, estanqueidade e durabilidade adequadas, pois o vazamento de petróleo, água

e/ou gás natural de uma camada para outra, ou até mesmo para o lençol freático, pode acarretar

em prejuízo de produção ou contaminação do meio ambiente.

1 Árvore de natal

2 Tubulações de produção

3 Ancoragem na formação

4 Zona de produção superior já canhoneada

5 Zona de produção inferior já canhoneada

Figura 7. Produção de petróleo em duas zonas distintas (PETROBRAS, 1976).

2.7.1 Tipos de cimentação

Cimentações primárias deficientes podem causar intervenções onerosas. A decisão quanto

à necessidade ou não da correção de cimentação primária é uma tarefa de grande importância. A

correção implica em elevados custos, principalmente no caso de poços marítimos, em que o custo

diário de uma sonda é bastante alto.

As especificidades de cada poço e a dinâmica de exploração do petróleo condicionam os

processos de cimentação. Assim, a cimentação inicial de um poço não é exatamente semelhante a

uma correção posterior, pois as condições de injeção da pasta são diferentes. Em função disto, a

indústria do petróleo classifica as cimentações em dois tipos gerais: a cimentação primária e a

cimentação secundária, abaixo descritas.

2.7.1.1 Cimentação primária

A cimentação primária está relacionada às etapas de colocação dos diversos tubulação de

revestimento. A medida que o poço é perfurado, vão-se introduzindo as tubulações de

revestimento com diâmetros decrescentes até, dependendo do poço, se colocar o liner, que é a

última tubulação de revestimento. Assim, denomina-se cimentação primária à cimentação de cada

tubulação de revestimento, levada a efeito logo após a sua descida no poço. Seu objetivo básico é

colocar uma pasta de cimento não contaminada em determinada posição no espaço anular entre o

poço e a tubulação de revestimento, de modo a se obter estabilidade e estanqueidade suficientes

do anular para que não sejam necessárias operações secundárias de correção do poço. Estas

operações são executadas em todas as fases do poço, sendo previstas na programação do mesmo.

2.7.1.2 Cimentação secundária

Trata-se de todas as operações que são realizadas no poço após a execução da cimentação

primária. Geralmente essas operações são realizadas para corrigir deficiências resultantes de uma

operação de cimentação primária mal sucedida. A decisão quanto à necessidade ou não da

correção da cimentação primária é uma tarefa de grande importância, pois o prosseguimento das

operações, sem o devido isolamento hidráulico entre as formações permeáveis, pode resultar em

danos ao poço. A necessidade de execução de uma cimentação secundária é realizada por meio de

ensaios não destrutivos de perfilagem através da instalação de sondas ultrasônicas, que permitem

a construção de perfís ultrasônicos. Estes perfís indicam quais são os trechos que estão com

deficiências de cimentação. O princípio físico envolvido é a emissão de uma onda e sua captura

por um receptor ultrasônico. Pulsos ultrasônicos emitidos captados no receptor rapidamente

indicam presença de material denso, muito provavelmente pasta de cimento Portland hidratada

adequadamente, caso contrário, pode-se estar diante de vazios (ausência de matéria) o que

significa deficiência na cimentação primária. A Figura 1 (adaptado de THOMAS, 2001, item 1)

mostra o aspecto visual de algumas possibilidades de falhas na cimentação de um poço.

A seguir são descritos alguns dos tipos de operações de cimentação secundária que

geralmente são empregados em poços de petróleo.

a) Tampões de cimento

Consistem no bombeio de determinado volume de pasta, que cobre apenas um trecho do

poço. Estes tampões localizam-se no interior da tubulação de revestimento, impedindo sua

comunicação com trechos mais profundos do poço. O seu objetivo é isolar alguma zona de

interesse particular. Eles são empregados em alguns casos específicos, tais como:

- Perda de circulação de produção de petróleo por motivo desconhecido: neste caso, o

poço é isolado por meio de um tampão de cimento e investigações são realizadas para

identificação do problema;

- Abandono definitivo do poço: quando um poço não apresenta mais produção suficiente

ou apresenta alguma falha grave de estabilidade, que possa comprometer a segurança das

instalações e das pessoas envolvidas, o mesmo é tamponado e abandonado por meio de

tampões de cimento;

- Abandono temporário do poço: alguns poços apresentam comportamento errático na

produção, ora possuem boa produção, ora não compensam sua exploração. Nestes casos,

os poços recebem tampões de cimento temporários, que são rompidos posteriormente por

meio de operações de perfuração, quando se deseja retomar a produção;

- Operações de desvio de poços: a contínua produção de um poço de petróleo e a

realização de furos de sondagem na região, modificam a distribuição de petróleo da área e

levam à necessidade do redirecionamento de alguns poços específicos. Assim, um poço

pode ter seu percurso redirecionado com o objetivo de atingir outras zonas que apresentem

melhor produção. Estes poços, denominados de poços direcionais, podem ser perfurados

com desvios acentuados da direção vertical desde próximo à superfície, como também

podem ser redirecionados a partir de poços verticais existentes em certa profundidade.

Este é o caso, portanto, da execução de tampões em poços verticais existentes, onde acima

do tampão foi realizado o redirecionamento do poço e

- Compressão de cimento: a falha de um trecho da cimentação primária que apresenta

vazamento (petróleo, gás e/ou água), mas que apresenta estabilidade mecânica, é corrigida

por meio da operação de compressão de cimento (abaixo descrita). Para que esta operação

possa ser realizada, a tubulação de revestimento deve estar isolada abaixo e acima

impossibilitando a penetração de pasta de cimento indevida no interior da tubulação de

revestimento, o que pode comprometer a produção. Este isolamento, assim, é realizado por

meio de tampões de cimento.

b) Recimentação

É a correção da cimentação primária, quando o cimento não alcança a altura desejada no

anular ou ocorre canalização de pasta excessiva para o interior da formação rochosa. Nestes casos,

a tubulação de revestimento é canhoneada em dois pontos, abaixo e acima do trecho de interesse e

a recimentação só é realizada quando se consegue circulação pelo anular através destes

canhoneados, do contrário não é possível a realização de bombeio da pasta. Para possibilitar a

circulação com retorno, a pasta é bombeada através de coluna de perfuração, dotada de retentor de

cimento para permitir a pressurização necessária para a movimentação da pasta pelo anular.

c) Compressão de cimento

Esta operação (squeeze) consiste na injeção forçada de pequeno volume de pasta sob alta

pressão, com o objetivo de corrigir alguma falha local detectada no anular. Estas situações podem

ocorrer em algum dos seguintes casos:

- Falha local da cimentação primária e

- Ocorrência de vazamentos na tubulação de revestimento. Estes vazamentos podem ser

água, gás e/ou petróleo proveniente de outra zona que está contaminando uma determinada

zona de produção. Observe-se que um único poço pode produzir diferentes tipos de

petróleo (composição diferente, massa específica diferente, etc).

Exceto no caso dos vazamentos, onde já se tem perfurações na tubulação de revestimento,

esta tubulação é canhoneada antes da compressão de cimento para permitir a operação de

bombeio da pasta.

2.7.2 Objetivos das operações de cimentação na completação

2.7.2.1 Correção de cimentação primária

Se a correção da cimentação primária for realizada sem o devido isolamento hidráulico

entre as formações permeáveis, podem ocorrer os seguintes problemas:

a) Produção de fluidos indesejáveis devido à proximidade dos contatos óleo/água ou

gás/óleo;

b) Testes incorretos de avaliação das formações;

c) Prejuízo no controle do reservatório (produção, injeção de vapor, recuperação

secundária, etc) e

d) Operações de estimulação mal sucedidas, com possibilidade inclusive de perda do

poço.

Uma outra possível falha de cimentação primária, que precisa ser corrigida, se refere à

falta de isolamento no topo do liner (último tubo de revestimento de pequeno comprimento). Tal

falha é decorrente das difíceis condições de cimentação desta tubulação, como é o caso do

reduzido diâmetro do anular neste trecho (em torno de 150 mm) e da difícil centralização desta

tubulação, ocorrendo naturalmente excentricidades indesejadas que, mesmo com o uso de

centralizadores, deixam a bainha mais espessa em um lado e mais estreita em outro, como pode

ser visualizado na Figura 8.

área de difícil cimentação

A B

bainha liner

A > B formação

Figura 8. Excentricidade do liner devido à sua difícil centralização.

2.7.2.2 Tamponamento de canhoneados

A finalidade básica de uma compressão de cimento para o tamponamento de canhoneados

é impedir o fluxo de fluidos através dos mesmos, tanto da formação para o interior da tubulação

de revestimento, como desta para a formação. Os problemas mais comuns que geram intervenções

para o tamponamento de canhoneados são aqueles relacionados com a excessiva produção de

água ou gás.

Uma razão água/óleo (RAO) elevada apresenta várias desvantagens como perda de energia

do reservatório, dispêndio de energia em elevação artificial e custos com o tratamento e descarte,

além de riscos de degradação ao meio ambiente.

Uma elevada produção de água pode ser conseqüência da elevação do contato óleo/água

no mecanismo de produção (influxo de água), ou injeção de água. Isto pode ser agravado pela

ocorrência de cones ou fingerings, falhas na cimentação primária, furo no revestimento ou

estimulação atingindo a zona de água.

Se a zona produtora é espessa, pode-se tamponar os canhoneados e recanhonear apenas na

parte superior, o que resolve o problema temporariamente.

O aparecimento de água se torna um problema mais complexo quando há permeabilidade

estratificada. A variação de permeabilidade ao longo da zona, verticalmente, provoca um avanço

diferencial da água conhecido como fingering, cujo efeito pode ser minimizado com a redução de

vazão.

O cone de água é um movimento essencialmente vertical da água da formação e não

ultrapassa barreiras pouco permeáveis. Ocorre normalmente em pequenas distâncias, sendo

altamente agravado por elevadas vazões.

Quando uma fratura mal dirigida alcança uma zona de água, tal fato geralmente inviabiliza

a produção da mesma, visto que este contato se localiza dentro da formação e ainda não se dispõe

de metodologia eficiente para a correção deste problema de freqüência recorrente na indústria do

petróleo.

Uma razão gás/óleo (RGO) alta pode ter como causa o próprio gás dissolvido no óleo, um

gás de uma capa ou aquele proveniente de uma outra zona ou reservatório adjacente. Esse último

caso pode ser produto de uma falha de cimentação primária, furo no revestimento ou de uma

estimulação mal concretizada.

A produção excessiva de gás, devido à formação de cone, pode ser contornada

temporariamente completando-se o poço apenas na parte inferior. Um cone de gás é mais

facilmente controlado pela redução da vazão de gás/óleo do que a vazão de água. Isso se deve a

maior diferença de densidade entre o óleo e o gás. O fechamento do poço, temporariamente, é

também uma técnica recomendada para a retração do cone de gás ou água.

2.7.2.3 Reparos de vazamentos no revestimento

Quando o aumento da RAO ou ROG não é observado através dos canhoneados abertos

para a produção, então deve-se suspeitar de dano no revestimento. Perfis de produção ou pistoneio

seletivo são usados para localizar ponto de dano no revestimento. Vazamentos no revestimento

podem ocorrer devido à corrosão, colapso na formação, fissuras, desgastes ou falhas nas conexões

dos tubos, sendo necessário identificar a natureza do problema, sua localização e extensão.

A tubulação de revestimento dos poços de petróleo sofre corrosão constantemente, pois as

condições de serviço proporcionam vários ambientes em que onde são geradas diferenças de

potencial necessárias para o surgimento deste processo.

Tanto a corrosão de origem química como a de origem eletroquímica, estão presentes nos

poços de petróleo. A primeira é despertada pela presença de pressão e temperatura elevadas, que

aceleram a cinética das reações entre o aço e os gases corrosivos típicos dos poços de petróleo, a

exemplo dos sulfatos e compostos de enxofre de um modo geral. Por outro lado, a presença de

águas salinas constitui-se em um eletrólito fundamental no desencadeamento do processo de

corrosão eletroquímica.

Observe-se que a face externa da tubulação está submetida a um ambiente

predominantemente alcalino, proporcionado pelo conhecido pH elevado do cimento Portland

(HELENE, 1986; THOMAZ, 1989; EQUIPE DE FURNAS, 1997). A face interna, por sua vez,

está imersa em ambiente ácido. Esta dualidade provoca o surgimento de uma diferença de

potencial, com a face interna funcionando como ânodo e a externa como cátodo, o que desperta a

oxidação daquela e a redução desta.

Uma possível alternativa para solução deste problema seria a adoção de aços aclimáveis

ou patináveis na fabricação da tubulação de revestimento. Entretanto, enquanto tais aços são

conhecidos pelo comportamento satisfatório em ambientes ácidos, nos ambientes alcalinos a

corrosão não gera a formação da pátina protetora, levando ao prosseguimento do processo de

corrosão (BEZERRA, 2002).

Além da corrosão da tubulação de revestimento que, é importante lembrar, não é objetivo

desta pesquisa, o fenômeno de maior interesse nesta região específica é a interação da face

externa da tubulação de revestimento com a bainha de cimentação do anular, como referido na

definição do problema, descrita no item 2.

A aderência nesta interface é importante, pois se as expansões e contrações da tubulação

de revestimento forem acompanhadas por expansões e contrações na bainha, a ocorrência do

processo de fissuração será reduzida e, conseqüentemente, as intervenções necessárias para a

realização dos diversos tipos de cimentação secundária também. Em outras palavras isto significa

dizer que as propriedades de tenacidade da pasta injetada endurecida devem ser compatíveis com

as da tubulação de revestimento para que o comportamento da bainha seja satisfatório.

2.7.3 Aditivos para cimentação

As operações de cimentação dificilmente são realizadas com pastas preparadas apenas

com cimento Portland e água. Várias propriedades devem ser corrigidas para se poder bombear a

pasta para o interior do poço. A indústria do petróleo, a exemplo da indústria da construção civil,

emprega vários tipos de aditivos que buscam otimizar determinadas características em função do

tipo de pasta, das condições de bombeio e até das características da formação local. Estes aditivos,

ao contrário da indústria da construção civil, geralmente são fornecidos pelas próprias empresas

prestadoras de serviços de cimentação de poços. Na região de Mossoró-RN e no mundo, de um

modo geral, o mercado é dominado por três empresas de cimentação, que fornecem aditivos

específicos para cada aplicação.

Existem algumas classificações para aditivos, mas de um modo geral a própria definição

de aditivo ainda não é muito bem clara. A norma DD ENV 197-1 (1995) da British Standards

Institution, define aditivo como sendo compostos adicionados para promover as condições de

fabricação e propriedades do cimento. Esta norma estabelece um máximo de 1,0 % em relação à

massa do cimento, como limite para que um composto possa ser considerado como aditivo. Já a

norma ASTM C 219 (1994) não utiliza a expressão aditivo e prefere o termo adição (que é

definido pela norma ASTM C 125 (1992)), embora com o mesmo significado de aditivo e sem a

imposição de um valor limite. No Brasil não existem limites estabelecidos pela norma NBR

11768 (1992) para aditivos e/ou adições. Esta norma se restringe apenas à definição, classificação

por tipos e nomenclatura dos aditivos. Assim, segundo a NBR 11768 (1992), aditivos são

produtos que adicionados em pequena quantidade a concretos de cimento Portland modificam

algumas de suas propriedades, no sentido de melhor adequá-las a determinadas condições. Para o

meio acadêmico, por outro lado, costuma-se considerar aditivo como sendo qualquer composto

incorporado ao cimento, argamassa ou concreto que otimize uma ou mais das suas propriedades e

esteja abaixo de 2,0 % em relação à massa de cimento. Para adição convenciona-se dizer que são

materiais que promovem uma ou mais de uma das propriedades do cimento, argamassa ou

concreto e apresenta porcentagem superior a 5,0 %, também em relação à massa de cimento

(BARBOSA, 1998).

Embora os aditivos não possuam uma classificação mais abrangente, pode-se falar nos

seguintes tipos de acordo com sua finalidade (GIAMMUSSO, 1986; TAYLOR, 2003; THOMAS

et al, 2001; MEHTA e MONTEIRO, 1994; NELSON et al, 1990; BENSTED, 1993):

a) Aceleradores de pega: reduzem o tempo de hidratação normal do cimento Portland,

promovendo o endurecimento precoce da pasta;

b) Retardadores de pega: aumentam o tempo normal de hidratação do cimento Portland,

postergando o endurecimento da pasta;

c) Dispersantes (redutores de fricção): provocam a separação das partículas do cimento

Portland, reduzindo a viscosidade da pasta;

d) Plastificantes: reduzem a quantidade de água necessária para se misturar com o

cimento sem alterar sua viscosidade. Atuam de forma semelhante aos dispersantes com

o adicional de reduzir o FAC;

e) Superplastificantes: atuam de forma semelhante aos dispersantes, apresentando um

poder maior de redução de água;

f) Incorporadores de ar: atuam de forma semelhante aos dispersantes. Os incorporadores

de ar são mais indicados para operações de cimentação realizadas em temperaturas

baixas, em que processos alternados de congelamento e descongelamento podem

danificar a microestrutura da pasta, nestes casos, o volume ocupado pelas bolhas de ar

permite que a típica expansão da água entre 0ºC e 4ºC seja acomodada sem causar

tensões significativas na estrutura;

g) Expansores: promovem a expansão da pasta fresca no interior de poros não

preenchidos ou de difícil penetração em função do tipo de formação;

h) Pigmentos: são aditivos que permitem o mapeamento da pasta ao longo da tubulação

de revestimento, tanto no seu interior, como no espaço anular;

i) Densificadores: são aditivos colocados em pastas que serão bombeadas em poços

profundos, em que altas pressões podem fazer a formação entrar em colapso e fechar o

poço antes da hidratação do cimento Portland;

j) Fungicidas: são aditivos incorporados à pasta com a finalidade de evitar propagação de

fungos e algas na superfície de concretos, argamassas ou pastas endurecidas. Não

possuem aplicação na cimentação de poços de petróleo;

k) Agentes anti-regressão de resistência: são adições e não aditivos, incorporados às

pastas de cimento Portland, com o objetivo de evitar e/ou reduzir o fenômeno da

regressão de resistência, que ocorre com freqüência em poços geotérmicos ou que

sejam submetidos a ciclos de injeção de vapor para incremento da recuperação

secundária de petróleo;

l) Agentes tixotrópicos: são aditivos ou até adições incorporados às pastas para aumentar

as características de tixotropia das mesmas, visando facilitar o processo de bombeio;

m) Agentes radioativos: possuem função semelhante aos pigmentos, ou seja, permitem o

mapeamento da pasta ao longo do poço. Cimentações primárias mal sucedidas podem

ser corrigidas por meio de compressões de cimento posteriores com pastas aditivadas

com agentes radioativos, que podem ser rastreados e verificados quanto ao seu

desempenho;

n) Pastas salgadas: a incorporação de soluções salinas em pastas é recomendada quando

estratificações salinas são encontradas nas formações. O objetivo é garantir maior

compatibilidade entre a pasta e a formação;

o) Descontaminantes de lama: no ato da perfuração, alguns dos produtos químicos

utilizados podem retardar excessivamente o endurecimento das pastas bombeadas

durante a cimentação e, nestes casos, agentes descontaminantes são incorporados à

pasta para neutralizar este efeito;

p) Controladores de migração de gás: são aditivos que possuem a função de bloquear o

fluxo de gases da formação para o anular e na própria bainha que está sendo

cimentada. A presença de gases pode aumentar a permeabilidade da bainha e reduzir o

desempenho mecânico da mesma;

q) Estendedores: quando formulações de pastas resultam em massas específicas altas e a

formação apresenta baixa resistência mecânica, os estendedores são utilizados para

reduzir a massa específica das pastas e evitar a ruptura da formação;

r) Controladores de filtrado: a perda de água da pasta para a formação é combatida pelos

controladores de filtrado que tem o poder de manter a coesão da pasta, retendo a água

em seu interior;

s) Impermeabilizantes: são aditivos que reagem, geralmente, com o cálcio do cimento

Portland resultando em compostos que repelem a água. São mais empregados em

locais onde se deseja alta estanqueidade em relação à água;

t) Antiespumantes: são aditivos incorporados à pasta com a função de evitar a formação

de bolhas durante sua preparação e posterior bombeio. Este tipo de aditivo geralmente

é incorporado para se corrigir a tendência de formação de bolhas dos dispersantes ou

plastificantes, não sendo necessária sua adoção quando esta tendência não é observada

u) Espumantes: pastas que precisam apresentar massas específicas muito baixas são

aditivadas com espumas ou gases, como é o caso da incorporação de nitrogênio

gasoso.

Especificamente para a indústria da cimentação de poços de petróleo, uma classificação

apresentada por NELSON et al (1990), resume a oito os tipos de aditivos: aceleradores de pega,

retardadores de pega, estendedores, densificadores, dispersantes, agentes de controle de perda de

filtrado, agentes de controle de perda de circulação e aditivos especiais.

Muitos outros tipos de aditivos e adições existem no mercado com funções extremamente

específicas. Um tipo bastante interessante é o produto denominado de Xypex, produzido pela

XYPEX Chemical Corporation do Canada (RANEX DO BRASIL). Este produto promove a

reação pozolânica em sua forma tradicional, ou seja, o hidróxido de cálcio proveniente da

hidratação do cimento Portland reage com a água e com uma pozolana contida no produto. A

diferença substancial é que este processo se dá de fora para dentro, ou seja, o cimento Portland já

endurecido é penetrado pelo Xypex e inicia a cristalização dos seus poros, promovendo o seu

refinamento e, conseqüentemente, a redução da permeabilidade da pasta.

Outro produto também interessante é a sílica ativa Centrilit Fume S fornecida pela MC-

Bauchemie Brasil (Centrilit Fume S). A sílica ativa é fornecida, geralmente, no diâmetro médio

de 0,10 µm. A Centrilit Fume S é fornecida, entretanto, com o diâmetro médio de 0,01 µm, ou

seja, 10 vezes menor que a sílica ativa comum. Isto significa dizer que, considerando um diâmetro

médio de 10,00 µm típico do cimento Portland, estes produtos proporcionam a reação pozolânica

em um nível microscópico, através da sílica ativa comum, e em um nível nanoscópico, através da

Centrilit Fume S. Esta tendência de se otimizar o comportamento do cimento Portland já é

conhecida nos trabalhos de AÏTCIN (2000) que, conforme citado no início deste capítulo, afirma

que o cimento Portland deverá ser melhor compreendido quando sua nanoestrutura, e não

microestrutura, for futuramente melhor pesquisada.

Com relação aos dispersantes e plastificantes é interessante ressaltar um novo princípio de

funcionamento, baseado no efeito estéreo. Este é definido como a separação das partículas de

cimento Portland promovida pela introdução de cadeias poliméricas longas. As partículas, nesta

situação, permanecem separadas impedindo que a hidratação ocorra e permitindo que o

comportamento reológico das pastas se prolongue. Estes aditivos não só comunicam cargas

elétricas negativas às superfícies das partículas, como as deixam distantes umas das outras, como

pode ser visualizado na Figura 9.

Figura 9. Visualização esquemática do efeito estéreo (Muraplast, Catálogo Técnico).

2.8 Injeção de água e de vapor d’água

A recuperação de petróleo de uma rocha-matriz nunca atinge 100 % do volume existente,

grande parte do petróleo fica retida na porosidade da rocha. Um valor numérico que expressa a

ordem de grandeza de recuperação natural corresponde a 30 %. De um modo geral uma região

produtora promissora recupera pouco mais que 30 % do petróleo disponível. A produção de

petróleo de um poço tende a ser reduzida de acordo com o passar do tempo. Dessa forma, alguns

poços passam a ser inviáveis do ponto de vista econômico, pois seus custos de produção se

equiparam e até superam as receitas provenientes da venda dos seus produtos, seja o petróleo e/ou

gás natural.

Assim, a indústria do petróleo desenvolveu e tem desenvolvido, há mais de 50 anos,

métodos de recuperação que sejam mais eficientes com relação à porcentagem de petróleo

recuperada. Uma boa classificação destes métodos é sugerida por THOMAS et al (2001), que é a

seguinte:

a) Métodos convencionais e

b) Métodos especiais.

partícula de cimento

superplastificante

Os primeiros resumem-se na injeção de um fluido em um conjunto de poços, que passarão

a se chamar de poços injetores conforme pode ser visualizado nas Figuras 10 e 11.

Figura 10. Esquema de injeção de fluido (ROSA e CARVALHO, 2002).

Figura 11. Distribuição de poços em forma de malha (THOMAS et al, 2001).

O fluido pode ser a água ou o próprio gás natural produzido. Com a injeção os poços

injetores são sacrificados com relação à produção e estimulam a produção dos demais poços que

continuam sendo poços produtores.

Os métodos especiais são mais diversificados e podem ser subdivididos em três grandes

grupos (THOMAS et al, 2001):

a) Métodos térmicos;

b) Métodos miscíveis e

c) Métodos químicos.

Os métodos térmicos, a exemplo dos métodos convencionais, caracterizam-se pelo

aumento da temperatura da região produtora por meio da injeção de um fluido aquecido ou pela

combustão in situ de gás natural, com o objetivo de reduzir a viscosidade do petróleo e,

conseqüentemente, aumentar o fluxo para o interior da tubulação de revestimento.

Os métodos miscíveis são utilizados quando o fluido injetado não é miscível com o

petróleo, fazendo com que não haja o arraste do petróleo para o interior dos poços produtores.

Neste caso, fluidos que são miscíveis são injetados e o petróleo, misturado com os mesmos, é

arrastado para os poços produtores. Como fluidos tem-se, geralmente, o dióxido de carbono, o gás

natural, o nitrogênio, etc. (THOMAS et al, 2001).

Por fim, os métodos químicos são caracterizados pela injeção de produtos que interagem

quimicamente com os hidrocarbonetos do petróleo resultando em um fluido relativamente

homogêneo e de menor viscosidade, que é arrastado com mais facilidade para o interior dos poços

produtores. Alguns dos produtos injetados são: polímeros, tensoativos, microemulsões, soluções

alcalinas, etc. Em alguns casos os métodos químicos se confundem com os métodos miscíveis, daí

a classificação dos métodos de recuperação não ser rigorosa.

Os primeiros métodos, ou seja, os térmicos, são os mais empregados na região de

Mossoró-RN. Estes métodos são preferidos quando o petróleo apresenta densidade e viscosidade

altas, que reduzem a porcentagem de recuperação de petróleo do reservatório.

A profundidade dos poços que utilizam a injeção de vapor como método de recuperação

secundária é inferior, geralmente, a 1000 m. Para maiores profundidades a injeção torna-se

antieconômica. As temperaturas de circulação durante as operações de cimentação primária são

freqüentemente menores que 40ºC e aceleradores tais como o CaCl

e o NaCl são normalmente

adicionados para promover um desenvolvimento prematuro da resistência do cimento

(endurecimento acelerado). Esses poços são sempre cimentados na superfície e, quando o calor é

inicialmente injetado, o amento da temperatura deve ser controlado para previsão de choque

térmico inadequado, tanto no tubo de revestimento, como na bainha de cimento. Contudo, por

causa da expansão térmica, altos níveis de tensão são criados na tubulação e na bainha de

cimento.

Cimentos resistentes à temperaturas elevadas e com baixa permeabilidade são preferidos

nestas situações. Um exemplo típico é o cimento Portland classe G que apresenta massa

específica de 3400 kg/m³, superior à massa específica do cimento Portland Especial que é de

apenas 3165 kg/m³.

A estimulação cíclica através de vapor em poços de petróleo, tem sido extensamente

empregada em poços que possuem petróleo com alta viscosidade e massa específica. Os ciclos de

injeção de vapor são caracterizados, e, linhas gerais, pelos seguintes estágios:

a) Injeção de vapor durante alguns dias, podendo chegar até um mês, em quantidades que

variam de centenas a milhares de toneladas de m³ de fluido em uma bateria de poços

previamente definida;

b) Interrupção da injeção seguida de uma espera de alguns dias, podendo chegar a duas

semanas para que as pressões no reservatório se estabilizem. Esta espera é conhecida

como impregnação e

c) Recuperação do petróleo por meio mecânico e monitoramento da taxa de recuperação.

Quando o poço, ou conjuntos de poços, apresentar taxas de recuperação insatisfatórias,

a região receberá nova ciclagem de injeção de vapor e os estágios se repetirão.

Este procedimento pode ser alterado em função das especificidades do reservatório e em

função, também, da experiência de campo do pessoal envolvido. Alguns países possuem

procedimentos diferentes sobre como devem ser realizados os estágios da ciclagem de injeção de

vapor, de maneira que não existe um consenso geral.

2.9 Adições poliméricas

Na indústria do cimento existe uma diferenciação entre as expressões adição e aditivo. A

primeira refere-se a materiais que são adicionados ao cimento Portland em porcentagens

superiores a 5,0 % (QUEIROGA, 2000), como é o caso da cinza volante, da escória de alto forno,

da sílica ativa (ALMEIDA, 1994; GEYER et al, 2001), da diatomita, do tufo, da pozolana

artificial obtida por calcinação de argila vermelha, do riólito, da cinza da casca de arroz, cinza de

bagaço de cana-de-açúcar, etc. (MEHTA e MONTEIRO, 1994; SWAMY e BARBOSA, 1998;

ALVES, 2002; WINCK et al, 2001; SENSALE e DAL MOLIN, 2001; OLIVEIRA e ALVES,

2001; SAMPAIO et al, 2000; GASTTALDINI et al, 2000; JOHN et al apud FREIRE e

BERALDO, 2003). A segunda, o aditivo, refere-se a materiais que são adicionados em

porcentagens inferiores a 5,0 %, normalmente atingem um máximo de 1,5 %. Comumente os

cimentos Portland são aditivados com adições minerais de origem inorgânica. Uma classificação

bastante abrangente destes materiais, desenvolvida por MASSAZZA (1976 apud ZAMPIERI,

1989), apresenta dois grandes grupos, as pozolanas artificiais e as pozolanas naturais, que se

dividem em subgrupos menores e mais específicos. Rigorosamente, os polímeros não se

enquadram em nenhum deles em função de suas composições serem predominantemente

orgânicas, se enquadrando mais como aditivo.

É neste cenário que, ao que parece, o mundo tecnológico esgota boa parte das

potencialidades das cerâmicas e metais e se volta para o universo dos polímeros que aparenta

ainda estar longe de se esgotar. Quando se fala de potencialidade não se está, aqui, afirmando que

as cerâmicas e/ou metais não possuem mais utilidade, mas que não parecem mais se apresentar na

forma de novos materiais que possuem propriedades distintas das existentes e já bem conhecidas.

A evolução do desenvolvimento dos polímeros mantém estreita correlação com o

incremento de ligações cruzadas no interior do material. Sabe-se que a presença de tais ligações

proporciona melhores propriedades mecânicas. Assim, o início do século XX desfrutou da era do

polietileno, do polipropileno, do cloreto de polivinila (NUNES et al, 2002) e suas variações. A

metade deste mesmo século usou a geração das poliuretanas (VILAR, 2002) e o suspiro do século

XX recebe a nova geração de polímeros MS (silano modificado), silicones e polioxiolefinas que

apresentam propriedades mecânicas incrementadas. É evidente que os primeiros polímeros não

foram postos em desuso, apenas receberam modificações e novos empregos.

Um caso típico de emprego da poliuretana é relatado em artigo de MANSURE (2002) que

trata da cimentação de poços de petróleo (Figuras 12, 13 e 14). Um poço geotérmico antigo que

apresentava muitos problemas de falta de estanqueidade, localizado nos Estados Unidos, foi posto

fora de uso. Mesmo após sucessivas operações de squeeze não foi possível sua recuperação. A

solução encontrada, então, foi a injeção de poliuretana diretamente na bainha sem a presença de

cimento Portland ou água. Os resultados foram considerados satisfatórios e o poço foi posto para

funcionar como poço injetor de vapor d’água.

Figura 12. Conjunto injetor de poliuretana (tubulações de poliol e diisocianato)

(MANSURE, 2002).

Figura 13. Introdução da tubulação de poliuretana fixada externamente na perfuratriz

(MANSURE, 2002).

Figura 14. Pasta de cimento endurecida e impregnada por poliuretana formando pelotas

(setas) (MANSURE, 2002).

Os polímeros podem atuar de diversas formas quando misturados ao cimento Portland.

Algumas de suas aplicações são como aceleradores de pega, retardadores de pega, plastificantes,

superplastificantes, espumantes, antiespumantes, impermeabilizantes, estendedores, dispersantes,

controladores de filtrado, etc. (THOMAS et al, 2001; NELSON et al, 1990; FOSROC REAX;

RANEX DO BRASIL).

Em 1981, o comitê 548 da ACI classificou o emprego de polímeros em concretos por meio

do trabalho intitulado Polymers in Concrete - State-of-the-Art Report (ACI Comitte 548R-77,

1981). Neste trabalho, os concretos que recebem algum tipo de polímero são classificados em três

tipos básicos (DIKEOU, 1991):

a) Polymer concrete (concreto polímero-CP): “A composite material formed by

polymerizing a monomer and aggregate mixture. The polymerized monomer acts as

the binder for the aggregate”;

b) Polymer modified concrete (concreto modificado com polímero na forma de látex-

CML ou CPCP-concreto polímero de cimento Portland): “A premixed material in wich

either a monomer or polymer is added to a fresh concrete mixture in a liquid, powdery

or dispersed phase, and subsequently allowed to cure, and if needed, polymerized in

place. The terms polymer cement concrete and polymer portland cement concrete have

also been used to refer to this same material definition” e

c) Polymer impregnated concrete (concreto impregnado com polímero-CIP): “A hydrated

portland cement concrete which has been impregnated with a monomer that is

subsequently polymerized in situ”.

As definições acima, também citadas por MEHTA e MONTEIRO (1994), correspondem a

uma classificação bastante abrangente, em função da diversidade de quantidade e formas de

apresentação de polímeros disponíveis no mercado, que dificultam o emprego da classificação.

Alguns casos que mostram esta dificuldade são citados, por exemplo, por SCHOENBERNER et

al (1991) em situações de emprego de polímero para pisos com o objetivo de evitar a degradação

de concretos convencionais a ataques ácidos. A solução proposta no trabalho emprega um misto

de concreto polímero e concreto impregnado com polímero, levando a uma nova classificação que

poderia se chamar concreto polímero compósito, ou seja, um compósito de dois tipos de concreto

que usam polímeros. Em muitas outras situações, principalmente aquelas relacionadas à

recuperação ou reparo de estruturas existentes, é comum a adoção de mais de um tipo de concreto

com polímero, levando a um concreto polímero compósito. Outras aplicações destas situações são

encontradas nos trabalhos de KRAUSS (1991), MURRAY (1991), GOMINSKI et al (2001);

OTTMAN (1991), SEIDLER (1991), TEIXEIRA et al (2001) e SPRINKEL (1991) que tratam do

emprego de sistemas mistos de uso de polímero em concreto.

Considerando apenas argamassas (mistura de agregado miúdo e pasta de cimento

Portland), OHAMA (1991) apresenta uma classificação para os materiais poliméricos seguindo a

classificação da ACI (ACI Comitte 548R-77, 1981), que é a seguinte:

a) Polymer mortar (Argamassa Polímero - AP): argamassa preparada com polímero e

agregado miúdo;

b) Polymer modified mortar (Argamassa Modificada com Polímero-AMP): argamassa de

cimento Portland com adição de polímero e

c) Polymer impregnated mortar (Argamassa de cimento portland Impregnada com

Polímero-AIP): argamassa de cimento Portland hidratado posteriormente impregnada

com polímero.

Seguindo esta mesma linha de trabalho, sugere-se, aqui, uma classificação para as pastas

preparadas com cimento Portland e polímero. As pastas preparadas desta forma teriam, portanto, a

seguinte classificação:

a) Pasta Polímero-PP (Polymer Slurry): pasta preparada com 100 % de polímero;

b) Pasta Modificada com Polímero-PMP (Polymer modified slurry): pasta de cimento

Portland com adição de polímero;

c) Pasta Impregnada com Polímero-PIP (Polymer impregnated slurry): pasta de cimento

Portland hidratado posteriormente impregnada com polímero e

d) Compósito de Pasta Polímero-CPP (Polymer slurry composite): combinação de dois ou

mais tipos de pastas citadas acima.

Considerando a classificação acima, esta pesquisa lidou com o tipo PMP, pois adicionou-

se um biopolímero à pasta de cimento Portland não hidratado.

Para um bom entendimento do mecanismo de mistura entre o cimento Portland, a água e

algum tipo de polímero, deve-se ter em mente que duas importantes e necessárias reações

químicas ocorrerão: a hidratação do cimento Portland e o processo de polimerização. Em alguns

casos a polimerização não ocorre, como é o caso de polímeros lançados na forma de pré-polímero

e/ou na forma de látex sintético. Mas de um modo geral, as duas reações ocorrem e, em princípio

e hipoteticamente, pode-se supor que uma reação não interferirá na outra. Esta não é exatamente a

verdade, pois o fato da água ser uma molécula fortemente polar é um indicador de que tal hipótese

não será corroborada. Esta questão leva a uma aparente contradição: o cimento Portland (material

anidro) só hidrata na presença de água e o processo de polimerização é retardado e até bloqueado

pela presença da água (material polar), que funciona como um veneno e não como um catalisador

do processo de polimerização. Embora as duas situações sejam verdadeiras, a mistura deste dois

materiais resulta na hidratação do cimento Portland acompanhada da polimerização parcial do

polímero. Experimentalmente, ensaios realizados em caráter estritamente preliminar e anteriores a

esta pesquisa, mostraram que pastas resultantes da inclusão de poliuretanas apresentaram

substancial aumento de sua tenacidade. Da literatura se sabe que o cimento Portland, por ser

material cerâmico, não apresenta tenacidade significativa, isto leva à conclusão óbvia de que, se o

processo de polimerização não ocorre em sua totalidade, algumas cadeias poliméricas são

formadas e são elas, especificamente, que incrementam a tenacidade do material, principalmente

quando submetido a esforços de tração que despertam, conseqüentemente, tensões de tração.

Estes resultados parciais revelam uma conclusão, a priori, interessante: não é necessário que haja

a completa polimerização para que se ganhe tenacidade e resistência à tração, pois apenas uma

fração deste processo é suficiente para um incremento desejado destas propriedades.

Estas constatações também são observadas por vários pesquisadores. OHAMA (1991)

apresenta um trabalho que trata da interação entre as partículas de cimento Portland durante o

processo de hidratação, desde as partículas que ainda não foram hidratadas até aquelas que já

começam a formar hidratos.

Um fator complicador deste processo é a presença de aditivos do tipo dispersante,

plastificante ou superplastificante. Ao ser preparada, a pasta de cimento Portland

instantaneamente desencadeia o processo de hidratação. Por um lado, a primeira fase a ser

hidratada, como já referido neste capítulo, é o C

A. Entretanto, a presença de sulfato de cálcio, em

alguma de suas formas (sulfato de cálcio bi-hidratado, sulfato de cálcio hemi-hidratado e anidrita)

impede que esta reação seja instantânea, retardando sua hidratação. Por outro lado, os

dispersantes, que são cadeias poliméricas longas e pesadas, também entram em contato com as

fases do cimento Portland, principalmente com o C

A. O fator complicador, então, está na

interação que ocorrerá entre estes três compostos: o sulfato de cálcio, o dispersante e o C

A. Se a

solubilidade dos íons de sulfato de cálcio for maior que a solubilidade do dispersante, este ficará

livre para envolver as partículas do cimento Portland, reduzindo a viscosidade do sistema como

um todo, que é sua finalidade maior. No entanto, caso a solubilidade do dispersante seja maior

que a dos íons de sulfato de cálcio, o dispersante será consumido através da reação com o C

A e

não sobrará dispersante suficiente para envolver as partículas de cimento e, conseqüentemente,

reduzir a viscosidade. Neste caso, diz-se que existe incompatibilidade entre o dispersante e o

cimento Portland (NEVILLE, 1997 apud BARBOSA, 1998). Portanto, sempre que pastas forem

ser testadas, a compatibilidade entre o dispersante e o cimento Portland deve ser verificada, para

que se possa identificar quais dispersantes conseguem, efetivamente, reduzir a viscosidade da

pasta.

Os polímeros são adicionados ao cimento Portland para aumentar suas propriedades

elasto-plásticas. É conhecido da literatura (CALLISTER, 2000; HIGGINS, 1982; PADILHA,

1997; SILVA, 2001; KELLY and MILEIKO, 1983) o fato dos cimentos e, de um modo geral, as

cerâmicas, não possuírem resistência à tração alta, em função de suas ligações terem,

predominantemente, o caráter covalente e/ou iônico (COMPANION, 1999; VAN VLACK, 1984;

CALLISTER, 2000 e GOMES, 1995). Uma forma de se aumentar a resistência à tração das

cerâmicas pode ser concebida, a priori, por meio do aumento do caráter refratário deste material,

no entanto, a presença de materiais refratários no cimento Portland não é um bom indício de

comportamento adequado, pois a forma como se desenvolvem as tensões na bainha de cimento

estão sempre relacionada a ciclos de dilatação e contração que precisam ser absorvidos pelo

material cimentante, ou seja, a pasta ideal deve ter caráter mais tenaz e não frágil, mesmo com

resistência mecânica alta. A vantagem dos materiais cerâmicos refratários está relacionada ao seu

comportamento estável diante de variação de temperatura sem presença de deformação, o que não

ocorre nas bainhas, onde a tubulação de revestimento impõe deslocamentos significativos. Além

disso, as cerâmicas que apresentam caráter mais refratário apresentam baixa alcalinidade

(REUTER, 1994), o que prejudica a proteção catódica natural da pasta alcalina de cimento

Portland em cima da tubulação de revestimento que passa a sofrer com mais intensidade o

processo de corrosão de origem eletroquímica (PANOSSIAN, 1994; CASCUDO, 1997; NUNES

e LOBO, 1998).

2.9.1 Biopolímero

Em ensaios preliminares, anteriores à elaboração desta pesquisa, alguns polímeros foram

ensaiados, como é o caso de algumas poliacrilamidas e poliuretanas. No entanto, o polímero que

melhores resultados apresentou foi um biopolímero em função de sua boa interação com o

cimento Portland e a água.

O biopolímero tem diversos empregos, tais como:

a) Substituição do agente floculador sulfato de alumínio nos processos de separação das

estações de tratamento d’água. Adicionado à água, o biopolímero remove íons

metálicos pesados por meio de quelação evitando contaminação do ambiente dos

rejeitos provenientes do floculador que, neste caso, é inofensivo ao ser humano;

b) Remoção de hidrocarbonetos no caso de derramamentos acidentais de petróleo em

mananciais, principalmente no mar, através da absorção das gorduras (graxas, óleo,

etc.), o mesmo princípio da quelação é empregado;

c) Preparação de membranas finas, flexíveis e resistentes para recomposição de pele no

caso de queimaduras (pele sintética); etc.

Estas constatações levou à hipótese de que este polímero poderia ser utilizado no preparo

de pastas de cimento Portland em função das seguintes razões:

a) O biopolímero possui alto poder de absorção: isto levou à idéia de que ele poderia

prender íons metálicos presentes nos compostos do cimento Portland tornando a pasta

endurecida mais rígida e mais resistente;

b) O biopolímero possui poder de quelação do cálcio: com os átomos de cálcio presos

pelo biopolímero, o resultado seria o aumento de ligações secundárias interligando os

poros da pasta, aumentando o número de ligações cruzadas do polímero e reduzindo a

mobilidade dos hidratos do cimento Portland e

c) O biopolímero é um polímero em forma de fibra: a idéia foi interconectar os poros da

pasta para que houvesse um comportamento semelhante a um compósito, em que o

cimento Portland hidratado seria a matriz e as fibras poliméricas comporiam a fase

dispersa.

Uma dúvida recorrente durante a pesquisa esteve relacionada ao poder de quelação do íon

cálcio por parte do biopolímero. Uma vez em contato com a água, o biopolímero é dissolvido e

forma um gel carregado positivamente que atrai moléculas com carga negativa. Portanto, como

haveria quelação do cálcio, que é um íon positivo (Ca

), se o biopolímero também apresentava

carga positiva? A solução desta questão foi encontrada em GOMES (1988), em que se verifica

que a carga de um composto orgânico, na presença de meio alcalino, é negativa e, portanto, o

biopolímero possui a capacidade de quelação do íon metálico cálcio e, mais que isso, esta é a base

do emprego do biopolímero como agente defloculante em estações de tratamento d’água, onde

são removidos os íons metálicos pesados.

2.10 Resistência à tração

A preocupação com esforços de tração remonta pelo menos até o século XVII, no ano de

1638, Leyden, Alemanha, quando Galileu Galilei (apud GORDON, 1991), através de sua obra

Discorsi e dimostrazioni matematiche, representa por meio de uma xilogravura a dualidade de um

elemento estrutural submetido a esforços de tração e compressão.

Uma solução encontrada pelo engenheiro francês Jean-Louis Lambot foi o reforço de

partes de um barco com fios de aço em 1850, dando origem ao que atualmente é denominado de

concreto armado. Desde então, armaduras e/ou fibras de aço tem sido utilizadas no concreto com

o objetivo de incrementar suas propriedades mecânicas (HOLANDA e PINHEIRO, 2001;

BONALDO e AGOSTINI, 2001).

A ocorrência de tensões alternadas de tração e compressão, provocadas pelas dilatações e

contrações de origem térmica, afetam a microestrutura de pastas de cimento Portland hidratadas e,

conseqüentemente, suas propriedades físicas e mecânicas (BAZĂNT and KAPLAN, 1996). Esta

mesma problemática é encontrada nos poços de petróleo em que materiais cerâmicos estão

submetidos à tensões de tração. Neste caso, porém, a forma de se incluir armaduras de aço nos

anulares dos poços durante a cimentação é tarefa impraticável. Não apenas neste caso, mas em

outros semelhantes, a adoção do aço é inviável devido ao elevado diâmetro das armaduras em

relação aos espaços disponíveis de trabalho. Uma outra solução encontrada, então, foi a inclusão

do aço, não na forma de armadura, mas na forma de fibra com diâmetros pequenos da ordem de 1

mm ou inferiores (PHILIPPACOPOULOS and BERNDT, 2002). Esta solução, embora resolva

parcialmente o problema da resistência à tração do cimento Portland hidratado, possui o

inconveniente de aumentar significativamente a viscosidade da pasta fresca e, portanto, dificultar

o processo de cimentação de um modo geral. Também se pesquisam incorporações de fibras

sintéticas diversas sempre com o objetivo de otimizar o comportamento do cimento Portland

diante de tensões de tração. Alguns exemplos são a incorporação de fibras de vidro (KELLY and

MILEIKO, 1983; CARVALHO, 2000; WAKABAYSHI and YAMADA, 2000;

VASCONCELOS, 2002), confecção de armaduras não de aço, mas diretamente de fibras de vidro

ou carbono obtidas pelo processo de pultrusão (ALENCAR, 2000), fibras de carbono (SANTOS

et al, 2002; SILVA FILHO et al, 2001; GAIOFATTO, 2001); fibras de polipropileno fibriladas

(CONCREFIL, 1999); fibras de nylon (FREIRE apud FREIRE e BERALDO, 2003); fibras de

poliamida com adições de látex SBR (GOMES et al, 2001; MARMORATO et al, 2001;

AKASAKI et al, 2001); fibras vegetais como as fibras de curauá, sisal, coco, juta, cânhamo, vime,

abacaxi, palmeira, gramíneas, casca de banana, bambu, piaçava, algodão, celulose de eucalipto,

rami, malva (MELO et al, 2003; ARSÈNE et al, 2003; SUDIN and SWAMY, 2003;

MARTINELLI et al, 2003; TESHA, 2003; DALCANAL et al, 2000; AGOPYAN e

SAVASTANO JÚNIOR apud FREIRE e BERALDO, 2003); fibras de origem animal como couro

e cabelo humano (FREIRE apud FREIRE e BERALDO, 2003; RECENA e RESCHKE, 2000);

fibras minerais como amianto tipo crisotila, xisto (FREIRE apud FREIRE e BERALDO, 2003;

ABRA, 19??); pneu moído (BAUER et al, 2001), etc.

Alguns ensaios preliminares a esta pesquisa foram executados com fibra de vidro picada

(fibras com comprimento da ordem de 25 mm) e observou-se que as pastas preparadas não eram

passíveis de mistura, pois as fibras se entrelaçaram e não permitiram que fossem realizadas as

etapas de mistura e homogeneização das pastas. Em outras palavras, este fato se reflete

diretamente na logística de bombeio da pasta e nos problemas advindos do aumento das

propriedades reológicas, este mesmo problema é relatado por HEWLETT et al (2004), que

afirmam ser a incorporação de fibras uma solução interessante para incremento de propriedades

mecânicas, mas representa um problema sério com relação ao bombeio da pasta.

As pastas, as argamassas e os concretos sempre tem suas propriedades mecânicas

avaliados em função de suas resistências à compressão. Como referido na Introdução, item 1, esta

é uma forma muito eficiente de se avaliar o comportamento mecânico destes tipos de cerâmicas,

mas existem situações em que é impraticável se manter apenas na avaliação da compressão,

quando esforços de tração serão predominantes nas condições de serviço de um determinado

sistema estrutural. Este é o caso, por exemplo, das bainhas de poços de petróleo que são

submetidas a ciclos de injeção de vapor d`água, em que algumas tensões despertadas são de tração

e não são desprezíveis.

A avaliação da resistência à tração dos materiais cerâmicos e, em particular a do cimento

Portland hidratado, não é de fácil realização. Ao longo do século passado foram desenvolvidos

alguns ensaios que tentam avaliar tal propriedade, mas todos se deparam sempre com a

dificuldade de se fixar o corpo de prova sem despertar tensões significativas de tração em regiões

indesejadas. Além disso, ainda não se sabe como avaliar qual tipo de ensaio apresenta melhor

resultado e o que se consegue, geralmente, é se trabalhar com números relativos que comparam

resultados de ensaios diferentes. Outra forma de se enfocar esta problemática é através da

modelagem da bainha por meio do método dos elementos finitos (PHILIPPACOPOULOS and

BERNDT, 2002), procurando-se mapear os locais onde podem surgir esforços de tração.

A resistência à tração tem sido avaliada por meio dos seguintes ensaios:

a) Ensaio de resistência à tração simples: este ensaio possui pelo menos três variações. A

mais antiga, desenvolvida por SCHUMAN e TUCKER (1943 apud EQUIPE DE

FURNAS, 1997), prepara o corpo-de-prova munido de parafusos engastados no

material e fixados em discos metálicos que são responsáveis pela transmissão do

esforço de tração. A segunda variação, desenvolvida por LEROY et al (1990 apud

EQUIPE DE FURNAS, 1997), caracteriza-se por uma garra especial, denominada

dispositivo Leroy, que prende o corpo-de-prova com cunhas cônicas e cilíndricas, que

possuem função semelhante às garras de ensaio de tração tradicionais de corpos-de-

prova metálicos. A terceira variação parte da idéia da confecção de corpos-de-prova na

forma de osso de cachorro, em que as garras prendem o mesmo sem, teoricamente,

despertar tensões de flexão devidas à excentricidade de carregamento ou tensões de

tração elevadas na área de contato entre o corpo-de-prova e a garra;

b) Ensaio de resistência à tração na flexão em quatro pontos: este ensaio é normalizado

pela ABNT por meio da norma NBR 12142 (1991) e pela norma ASTM C 78-94.

Trata-se da confecção de um elemento estrutural em forma de viga reta onde se

aplicam cargas simétricas posicionadas nos terços do vão teórico da mesma;

c) Ensaio de resistência à tração na flexão em três pontos: ensaio semelhante ao anterior

com a aplicação de carga apenas na metade do vão da viga. Este ensaio não é

normalizado para materiais cerâmicos preparados a partir de cimento. A aplicação da

carga no vão central não é recomendável em função de surgirem, nesta região, tensões

combinadas de tração e cisalhamento que dificultam a interpretação dos resultados e

d) Ensaio de resistência à tração por compressão diametral: este método foi desenvolvido

pelos brasileiros LOBO CARNEIRO e AGUINALDO BARCELLOS (1943 apud

QUEIROGA, 2000 e PETRUCCI e PAULON, 1998). Resume-se na aplicação de uma

carga de compressão em um corpo-de-prova cilíndrico ao longo de sua geratriz. A

tensão de tração é gerada em planos diametralmente opostos seguidos de ruptura.

A dispersão de resultados obtida de acordo com os métodos citados, levou alguns

pesquisadores a desenvolverem fórmulas e, em alguns casos, normas federais, que correlacionam

a resistência à tração na flexão em quatro pontos (

), a resistência à tração por compressão

diametral (

) e a resistência à compressão (

) de materiais preparados com cimento Portland.

A Tabela 12 seguinte apresenta algumas dessas fórmulas e evidencia a dispersão de

soluções encontradas. As correlações seguintes foram desenvolvidas para misturas de cimento

Portland e agregados, ou seja, para concretos, isto não invalida, entretanto, o seu uso para

argamassas e/ou pastas de cimento Portland hidratado, o que se deve fazer, evidentemente, é ter o

cuidado de ajustá-las caso sejam empregadas para tal fim.

Tabela 12. Correlações entre resistências à tração e à compressão de concretos

(SILVA et al (2001); QUEIROGA (2000); SOMAYAJI (2001)).

Norma

Pesquisador

Equação de Correlação

Tipo de Resistência

à Tração

CSA A23.3, 1995 (Canadá)

0,6

0,50

Flexão

NZS 3101, 1995 (Nova Zelândia)

0,8

0,50

Flexão

SHAH e SHUAIB, 1985

0,438

0,67

Flexão

NILSON, 1987

0,9

0,50

Flexão

FIP/CEB, 1990

0,41

0,67

Flexão

ACI 318, 1992

0,94

0,50

Flexão

IMAN et al, 1993

1,4

0,44

Flexão

FERRARI et al, 1995

0,1168

Flexão

ALMEIDA, 1990

0,06

1,11

Flexão

CARNEIRO, 1974

0,56

0,6

Flexão

RADAIN et al, 1993

0,76

0,50

Flexão

ASTM, 1987

0,88

0,50

Flexão

SILVA et al, 2001

0,4228

0,6804

Flexão

SILVA et al, 2001

0,932

0,3786

Diametral

CARNEIRO e BARCELLOS, 1953

0,185

0,735

Diametral

AKAZAWA, 1953

0,209

0,73

Diametral

OLUOKUM, 1991

0,214

0,69

Diametral

KÖNIG et al, 1993

2,35 ln (1 + 0,1

)

Diametral

REMMEL, 1992

0,40

0,58

Diametral

GOMES, 1995

0,84

0,445

Diametral

FERRARI et al, 1996

- 0,51 + 0,67

0,50

Diametral

NBR 6118, 2002

0,060

+ 0,7 MPa ou 0,100

Diametral

CARRASQUILLO et al, 1981

0,540 √

GONZALES-ISABEL, 1993

0,080

Diametral

SOMAYAJI, 2001

6,700 √

(

em psi)

EQUIPE DE FURNAS

0,0361

1,1674

Simples

Cada expressão anterior possui limitações em relação a vários fatores. Por exemplo:

intervalo de resistência à compressão, tipo de agregado, massa específica do concreto, etc. Isto

significa dizer que elas não podem ser empregadas indistintamente, pois se corre o risco de se ter

correlações muito baixas que não possuem significância. A idéia, assim, foi apresentar uma visão

geral de alguns modelos existentes que auxiliaram na construção de modelos específicos para as

pastas de cimento Portland puras e com adição de biopolímero.

Ao que parece, existe uma tendência dos resultados de resistência à tração simples serem

inferiores aos resultados obtidos por compressão diametral e estes, por sua vez, serem inferiores

aos resultados obtidos por flexão em quatro pontos (BUCHER e RODRIGUES, 1983 apud

SILVA et al, 2001 e EQUIPE DE FURNAS, 1997).

O ensaio de resistência à tração por compressão diametral foi adotado nesta pesquisa por

sua facilidade de execução. Além disso, todos os ensaios de todas as pastas avaliadas foram

comparados com pastas de referência de cimento Portland e água, para que houvesse sempre a

redução da influência do tipo de ensaio na determinação da resistência à tração. Em função dos

resultados de resistência à tração e resistência à compressão pôde-se estimar fórmulas empíricas

para comparação com as fórmulas listadas na Tabela 12.

2.11 Microestrutura

A concepção mais aceita para materiais compósitos é a de que são materiais multifásicos

que apresentam uma fase rígida e outra dispersa (KELLY and MILEIKO, 1983). A primeira

geralmente é associada à maior resistência à compressão e rigidez e a segunda é responsável pela

resistência à tração e tenacidade.

A microestrutura da pasta com polímero depois de endurecida se assemelhará a este

material, pois haverá a matriz rígida composta pelos produtos hidratados do cimento Portland e

uma fase dispersa em forma de cadeias preenchendo os canais naturalmente formados na matriz,

que conferirão a tenacidade desejada.

Embora esteja mais relacionada à metalografia quantitativa, uma classificação interessante

que se aproxima da concepção da microestrutura da pasta endurecida de cimento Portland e

polímero é a apresentada por HORNBOGEN (1984 apud PADILHA, 1997). Nela são

apresentadas quatro tipos de microestruturas bifásicas:

a) Duplex;

b) Dispersão;

c) Dual e

d) Esqueleto.

Destas, a que mais se aproxima do conceito de matriz rígida com canais preenchidos por

cadeias poliméricas é a última, ou seja, o esqueleto. Nesta classificação, HORNBOGEN utiliza

quatro parâmetros para caracterização que são:

a) Parâmetro duplex;

b) Parâmetro de dispersão;

c) Contigüidade e

d) Razão de contigüidade.

Embora não seja fundamental, o enquadramento da pasta de cimento Portland hidratada é

interessante para efeitos de terminologia.

2.12 Reologia do cimento Portland

Na construção civil tradicional, o comportamento reológico de concretos é pobremente

avaliado (MEHTA e MONTEIRO, 1994). Uma expressão comum empregada para se traduzir as

características reológicas dos concretos é a palavra trabalhabilidade. Esta é definida como sendo a

propriedade que um concreto apresenta, sob certas condições de manuseio, de se deixar moldar

sem perder sua homogeneidade. Nesta definição estão implícitas duas propriedades importantes: a

consistência e a coesão. A primeira é a propriedade que o concreto tem de se deixar moldar,

injetar, bombear, etc. sem oferecer grandes dificuldades provenientes do atrito desenvolvido na

superfície de contato entre sua massa e seu meio de condução; esta propriedade é avaliada por

meio do Ensaio de Abatimento do Tronco de Cone (NBR 7223, 1993 e ASTM C-143, 1993). A

segunda refere-se à propriedade do concreto manter sua homogeneidade durante o bombeio e

implica em dois outros conceitos: a exsudação e a segregação. A exsudação refere-se à tendência

que o concreto tem de separar a água de mistura das partículas mais densas de cimento Portland e

agregados, devido à floculação das partículas de cimento e conseqüente ação da gravidade

movimentando-as para baixo e deslocando a água para cima. A segregação refere-se à tendência

que o concreto tem de separar o agregado graúdo da pasta de mistura.

No caso de pastas para cimentação de poços de petróleo estes conceitos também são

aplicáveis. No entanto, a forma de avaliação, não só é diferente, como é mais rigorosa e precisa.

Isto se deve ao fato da pasta não conter agregados, pois a dificuldade de realização de um ensaio

de viscosidade no concreto é muito grande devido à presença destes, principalmente o agregado

graúdo. O processo de exsudação é avaliado através da medida de água sobrenadante formada na

superfície da pasta após decorrido um determinado tempo. Esta medida, realizada por meio do

ensaio de água livre, é normalizado de acordo com a NBR 9827 (1993). O processo de

segregação, que é bem menos intenso que no concreto, é avaliado pela norma M-10 Determinação

da Sedimentação com o Uso do Tubo Decantador (API SPEC 10A, 1995). O comportamento

reológico das pastas frescas de cimento Portland é avaliado pelo ensaio de reologia, através da

determinação dos parâmetros reológicos (viscosidade plástica, limite de escoamento, índice de

comportamento e índice de consistência), de acordo com as normas M-1 Determinação das

Propriedades Reológicas e da Força Gel de Pasta de Cimento através de um Viscosímetro

Rotativo (API SPEC 10A, 1995) e NBR 9830 (1993).

Via de regra, os modelos existentes de avaliação do comportamento reológico de pastas de

cimento Portland frescas são derivados do modelo desenvolvido por Newton para fluidos

newtonianos. Os estudos reológicos abrangem vários aspectos da pasta de cimento, indo desde

sua avaliação no estado fresco, até o estado endurecido, que é pouco usual. Neste caso, alguns

modelos propostos tentam simular sistemas mecânicos análogos ao comportamento do cimento

endurecido, como é o caso dos modelos de Newton, pseudo-sólido, elasto-plástico, Bingham,

Schwedoff, potência, Burgers, St. Vénant, Casson, Vocadlo e Herschel-Bulkley (GIAMMUSSO,

1989; BRETAS e D’ÁVILA, 2000; NAVARRO, 1997; NELSON et al, 1990). Alguns destes

modelos se prestam tanto para avaliação da viscosidade da pasta fresca como endurecida.

Especificamente para pastas frescas têm-se os modelos de Bingham, de potência, de

Herschel-Bulkley, de Newton, de Casson e de Vocadlo (NELSON et al, 1990; GIAMMUSSO,

1989). Destes, os que mais espelham o comportamento das curvas de tensão de deformação e taxa

de deformação das pastas de cimento Portland são os três primeiros, ou seja:

a) O modelo de Bingham;

b) O modelo de potência e

c) O modelo de Herschel-Bulkley.

Experiências de laboratório indicam que o comportamento de pastas de cimento Portland

geralmente se aproximam mais do modelo de Bingham. De fato, a análise dos resultados

apresentada no item 5.4.1. revelou que este último modelo foi o mais adequado. Tanto o modelo

de Bingham como o de Herschel-Bulkley apresentam tensão residual inicial (limite de

escoamento). Este conceito, bastante criticado por alguns autores (BARNES and WALTERS,

1985 e ASTARITA, 1990 apud BRETAS e D’AVILA, 2000), leva ao problema da exatidão dos

viscosímetros. Segundo estes autores, a tensão residual não passa de um trecho reto com

inclinação elevada que os viscosímetros disponíveis não conseguem detectar com boa resolução.

Para o caso da cimentação de poços, a tensão residual representa uma tensão inicial a ser

superada toda vez que as operações de bombeio são interrompidas, neste caso, o conceito possui

valor, uma vez que sempre será necessária a aplicação de uma tensão limite para que o processo

seja retomado.

Um problema recorrente em alguns cimentos destinados à cimentação de poços refere-se

ao processo de geleificação e suas variações (SAASEN et al, 1991; VLACHOU and PIAU, 1997;

VUK et al, 2000). Esta propriedade da pasta, quando em excesso, é indesejada porque

sobrecarrega a unidade de bombeio quando ocorrem paralizações. No caso do cimento Portland

especial utilizado nesta pesquisa, este fenômeno foi observado, conforme BEZERRA et al (2004)

e resultados de ensaios de reologia e de tempo de espessamento mostrados nos resultados (item

4), mas com baixa intensidade.

3 METODOLOGIA

Os ensaios com pastas de cimento para o uso em poços de petróleo são padronizados pela

API SPEC 10, subdividida em SPEC 10A e SPEC 10B publicada pelo Committee on

Standardization of Well Cements (Committee 10).

O desempenho de uma pasta de cimento depende de vários fatores, tais como as

características do cimento (distribuição granulométrica das partículas e das fases aluminato e

silicato), temperatura e pressão a que o poço será submetido, concentração e tipo dos aditivos,

ordem de mistura, energia de mistura e razão água/cimento. Devido à grande interação entre os

vários aditivos incluídos em uma pasta de cimento e à variação da composição do cimento em

função da batelada, os testes das pastas são necessários para que se possa prever o desempenho da

pasta a ser utilizada.

A metodologia foi embasada em ensaios padronizados da indústria do petróleo utilizando

um biopolímero como aditivo em pó ao cimento Portland. O biopolímero desempenha um papel

coadjuvante no cimento, evitando a heterogeneidade na microestrutura e incrementando as

propriedades mecânicas da pasta endurecida.

Além da realização dos ensaios padronizados, elaborou-se um modelo de bainha através

do método dos elementos finitos.

Todos os resultados foram analisados pelo método estatístico dos efeitos fixos. Para tanto,

foi estruturado um planejamento fatorial do tipo 2³, com três fatores variando em dois níveis (alto

e baixo).

3.1 Materiais utilizados

Os seguintes materiais foram utilizados na preparação das pastas:

a) Cimento Portland especial (CPE) fornecido pela CIMESA, localizada em Laranjeiras, SE.

O CPE é um cimento modificado industrialmente que possui propriedades equivalentes a

alguns cimentos Portland para cimentação de poços de petróleo. O cimento Portland

especial foi analisado por meio de três conjuntos de bateladas - a batelada de número 23, a

batelada 34 e a média de 34 bateladas;

b) Água potável e

c) Biopolímero.

3.2 Cálculo de pasta

As composições das pastas foram calculadas a partir de uma predefinição das

concentrações dos materiais. Estes valores foram encontrados a partir de ensaios prévios que

indicaram os limites de variação que permitiam a realização dos ensaios básicos, necessários para

a cimentação de poços petrolíferos.

As composições das pastas testadas estão listadas nas Tabelas 13 e 14. As quantidades

indicadas correspondem a um volume final de pasta preparada de 600,0 cm³, que é o valor padrão

para realização de ensaios de cimento Portland destinados à cimentação de poços petrolíferos.

Tabela 13. Composições das pastas preparadas com biopolímero, batelada 23.

Composição das pastas

1 (ref.) 2 3 4 5 Unidade

CPE 792,00

821,00

813,50

758,50

752,10

Biopolímero

- 16,40

24,40

15,17

22,56

FBC - 2,0 3,0 2,0 3,0 %

Água 349,00

328,40

325,40

348,90

345,96

FAC

44,0 40,0 40,0 46,0 46,0 %

Tabela 14. Composições das pastas preparadas com biopolímero, batelada 34.

Composição das pastas

6 (ref.) 7 8 9 10 Unidade

CPE 792,00

821,00

813,50

758,50

752,10

Biopolímero

- 16,40

24,40

15,17

22,56

FBC - 2,0 3,0 2,0 3,0 %

Água 349,00

328,40

325,40

348,90

345,96

FAC

44,0 40,0 40,0 46,0 46,0 %

3.3 Preparação das pastas cimentantes

Na preparação das pastas, a amostra de cimento utilizada foi submetida a um processo de

classificação granulométrica prévia, em peneira de malha 20, com o objetivo de remoção de

partículas mais grossas que possam causar problemas nos testes, assim como determinar a

presença de contaminantes e grãos hidratados precocemente. Todos os materiais utilizados na

preparação das pastas foram pesados em uma balança analítica Coleman BW 3015, com resolução

de 0,01 g.

3.4 Mistura

Para efetuar a mistura utilizou-se um misturador Chandler modelo 80-60 (Figura 15). O

biopolímero foi previamente misturada ao cimento Portland especial por meio de agitação manual

em recipiente fechado. A mistura foi realizada ligando-se o misturador, contendo a água de

mistura, em velocidade baixa (4000 rpm ± 200 rpm) e lançando-se neste a amostra de cimento

Portland e biopolímero através de funil de colo curto, pela abertura central da tampa da jarra em

15 s, durante os quais a velocidade foi mantida constante. O tempo de adição foi controlado pelo

temporizador do misturador. Após toda amostra ter sido ininterruptamente adicionada à água,

deu-se continuidade à agitação em alta velocidade (12000 rpm ± 500 rpm) durante 35 s,

desligando-se, em seguida, o misturador. Os valores de rotação e tempos são definidos a fim de

reproduzir-se em laboratório os valores de energia de mistura alcançados em operações de campo.

Figura 15. Misturador de palheta Chandler, Modelo 80-60 com controlador de velocidade.

Uma forma alternativa de ordem de mistura foi avaliada. Nesta, o biopolímero em pó foi

adicionado previamente à água de mistura, agitado e só depois o cimento Portland especial foi

vertido no copo do misturador.

3.5 Homogeneização da pasta

Imediatamente após a preparação, as pastas foram homogeneizadas em uma célula de um

consistômetro atmosférico Chandler modelo 1200 (Figura 16). O recipiente (célula) contendo a

pasta até o nível apropriado (indicado por meio de um sulco ao redor da parte interna da célula),

juntamente com a palheta estacionária e o dial, foram colocados em um banho para

homogeneização das pastas a 27,0°C ± 1,0ºC por 20 minutos girando a 150 rpm ± 15 rpm, dentro

de um intervalo de tempo máximo de um minuto. Esta palheta transmite o torque imposto pela

pasta a uma mola acoplada ao dial, que indica a consistência da pasta durante o processo de

homogeneização. O equipamento também é dotado de um elemento aquecedor que possibilita

elevar e controlar a temperatura do banho, através de um termômetro com resolução mínima de

0,5°C.

Figura 16. Consistômetro atmosférico e componentes da célula.

Após a homogeneização, desmontou-se o conjunto, retirou-se a palheta e agitou-se a pasta

na célula com o auxílio de uma espátula por 5 segundos para assegurar sua uniformidade, antes de

vertê-la para o recipiente do teste seguinte.

3.6 Ensaios reológicos

O equipamento utilizado na realização dos ensaios reológicos foi o viscosímetro rotativo

de cilindros coaxiais Chandler modelo 3500 (Figura 17). Nesse viscosímetro, a pasta contida em

um copo é cisalhada entre uma camisa externa rotativa e um cilindro interno, o qual é ligado a um

torquímetro de mola.

Figura 17. Viscosímetro rotativo de cilindros coaxiais.

O viscosímetro rotativo é um instrumento de leitura direta movido por um motor com

redutor de velocidade. O cilindro externo, ou rotor, é impulsionado a uma velocidade rotacional

constante (em rpm). A rotação do rotor na pasta de cimento produz um torque no cilindro interno

(bob). Uma mola restringe o movimento do bob e um ponteiro conectado à mola de torção indica

o deslocamento angular do bob.

Para a realização deste ensaio utilizou-se a pasta provinda do consistômetro atmosférico,

acondicionada a temperatura de aproximadamente 27,0°C, vertendo-a imediatamente para o copo

do viscosímetro e efetuando-se as leituras nas rotações de 3 rpm, 6 rpm, 100 rpm, 200 rpm e 300

rpm, de maneira ascendente e descendente, com intervalos de 10 s entre as leituras, calculando-se

posteriormente os valores médios, de acordo com a NBR 9830 (1993).

Após a leitura de 3 rpm, aumentou-se a velocidade do rotor para 300 rpm, mantendo-a por 1

minuto. Em seguida, o motor foi desligado e após 10 s, o mesmo foi novamente acionado,

registrando-se a deflexão máxima observada (gel inicial: G

). Desligou-se mais uma vez o motor

por 10 min, no fim dos quais o motor foi religado a 3 rpm e registrou-se a deflexão máxima

observada (gel final: G

). Cada leitura no mostrador foi efetuada imediatamente antes de cada

redução de velocidade.

3.7 Conteúdo de água livre

Para a realização deste ensaio, utilizou-se a pasta de cimento, preparada e homogeneizada

de acordo com os itens anteriores, em seguida foi remisturada por um período de 35 segundos a

12 000 rpm no misturador utilizado para sua preparação e depois foi vertida até o nível de 250 ml

em uma proveta com tampa para evitar a evaporação. A proveta foi assentada sobre um apoio de

vidro, suportado por espuma de poliuretana e colocada em local reservado, de modo que o sistema

ficou isolado de vibrações.

Após um período de 2 h, o volume de água sobrenadante desenvolvido na proveta foi

retirado com auxílio de uma seringa e pesado em uma balança analítica de precisão de 0,01 g de

acordo com a NBR 9827. De posse deste valor, pôde-se calcular a porcentagem de água livre

(sobrenadante) em relação ao volume inicial de 250 ml de pasta.

3.8 Resistência à compressão

Os ensaios de resistência à compressão foram realizados preparando-se as pastas conforme

itens anteriores e vertendo-se as mesmas em moldes cúbicos de aço de 50,00 mm de aresta, tendo

as faces laterais rigidez suficiente para evitar possíveis deformações dos corpos-de-prova. Os

moldes foram previamente lubrificados com óleo mineral e foram cobertos com uma placa de

vidro também lubrificada removendo-se o excesso de pasta. As placas de vidro foram

imobilizadas por meio de tiras elásticas garantindo, com isso, a não contaminação das amostras

com água de cura (aumento indesejável do FAC). Os moldes foram curados à temperatura

ambiente e à pressão hidrostática por imersão total em um banho com água, que possui dimensões

adequadas à imersão completa dos moldes e também um sistema de circulação realizado por

agitador específico.

Após 8 h, 12 h, 1 d, 3 d e 7 d de imersão, os moldes foram removidos do banho e as

amostras foram desmoldadas. Os corpos-de-prova foram enxutos com papel absorvente e medidos

com um paquímetro para avaliar suas dimensões e verificar possíveis deformações (esta operação

foi realizada em tempo inferior a 5 minutos).

Os ensaios de ruptura foram realizados em Máquina Universal de Ensaios Shimadzu,

controlada pelo programa computacional TRAPEZIUM 2, segundo procedimentos da NBR 9828

(1993).

Para a ruptura dos corpos de prova utilizou-se uma velocidade de carregamento de 17,90

kN/min ± 1,80 kN/min.

3.9 Resistência à tração

A mesma prensa utilizada nos ensaios de resistência à compressão foi empregada aqui.

Para este caso, os corpos-de-prova foram preparados em moldes cilíndricos com 50,00 mm de

diâmetro interno e 100,00 mm de altura. Os moldes foram preparados neste formato em função da

norma NBR 7222 (1994), que estabelece o procedimento de determinação da resistência à tração

por compressão diametral de corpos-de-prova cilíndricos. De acordo com planejamento estatístico

realizado foram preparados três corpos-de-prova para cada idade de cura e para cada um dos

fatores variados no planejamento, dando um total de 120 corpos-de-prova por idade (2 níveis do

fator 1 x 2 níveis do fator 2 x 2 níveis do fator 3 x 3 fatores x 5 idades de cura).

3.10 Módulo de elasticidade em compressão e tração

Os valores de módulo de elasticidade na compressão e na tração foram obtidos a partir da

inclinação das curvas de resistência à compressão e resistência à tração, respectivamente.

Escolheu-se o trecho reto da curva, desprezando-se o trecho inicial de adaptação do corpo-de-

prova ao prato da prensa e o trecho final de inclinação acentuada próximo á ruptura. Dessa forma,

pode-se dizer que os módulos de elasticidade calculados correspondem à energia de deformação

do corpo-de-prova apenas no trecho elástico, ou seja, avaliou-se apenas a resiliência do material e

não sua tenacidade. Esta opção foi escolhida devido ao fato do cimento Portland especial ser um

material de natureza frágil e, portanto, apresentar fissuração excessiva quando as tensões se

aproximam de sua tensão de ruptura. Nesta condição, ou seja, microestrutura fissurada, a

permeabilidade do material será excessiva e ocorrerá vazamento de óleo, água e gás pela região

101

da bainha do poço. Dessa forma, não se considerou a tenacidade do material, mas apenas sua

resiliência.

3.11 Difração de raios X

Os difratogramas das pastas endurecidas com biopolímero foram obtidos em difratômetro

de raios X Philips, com radiação Cu kα de comprimento de onda 0,15418 nm. A tensão e a

corrente foram ajustados a 30,00 kV e 30,00 mA, respectivamente. A faixa angular de varredura

foi de 10,00º a 70,00º (2θ), velocidade de 20,00º/min, passo de 0,02º e captura no modo de

varredura contínua.

As cartas adotadas para critério de comparação de picos de difração foram as constantes

em TAYLOR (2003) e em NISTIR 5755 (1996).

3.12 Microscopia eletrônica de varredura

As imagens das pastas endurecidas foram obtidas em microscópio eletrônico de varredura

Philips modelo ESEM LX 30, após adequada deposição de camada de ouro em suas superfícies.

As imagens foram capturadas com ampliações de 1000x a 10000x.

3.13 Método dos elementos finitos

A análise estrutural da bainha foi realizada através do Método dos Elementos Finitos.

Partiu-se da hipótese de que a bainha apresenta dilatações e contrações de origem térmica,

provocadas pela injeção de vapor no interior das tubulações de revestimento dos poços durante a

etapa de recuperação secundária. Estas variações, por sua vez, despertam tensões na bainha e,

consequentemente, deformações que darão início ao processo de fissuração das pastas

cimentadas. As variações térmicas despertam tensões de três tipos: radiais, tangenciais e

longitudinais. Estas últimas foram negligenciadas aqui porque, nas condições de poço, são

naturalmente restringidas, pois a base da tubulação de revestimento é ancorada na formação

102

rochosa e seu topo é ancorado na cabeça de poço. O rompimento de algum destes dois vínculos

implica, necessariamente, na interrupção da produção e necessidade de intervenção com

cimentações secundárias, ou seja, a análise estrutural limitou-se ao levantamento das tensões

radiais e tangenciais.

Assim, a bainha foi analisada como sendo um estado plano de deformação, sem

deformação na direção longitudinal. Para a análise foi utilizado o programa de cálculo numérico

Structural Analysis Program - SAP 90, desenvolvido na Universidade de Berkeley (WILSON and

HABIBULLAH, 1988). Este programa consegue fazer simulações das cargas que atuam na

bainha, das tensões que são despertadas, das deformações que ocorrem e também simula a

formação rochosa (arenito são) por meio de molas.

As condições de contorno adotadas para a simulação do modelo de bainha foram as

seguintes:

- variação de temperatura: 40ºC a 120ºC

- coeficiente de dilatação térmica da pasta a 40ºC e a 120ºC: 12,00x10

-6

ºC

-1

e 15,60x10

-6

ºC

-1

- coeficiente de dilatação térmica do aço a 40ºC e a 120ºC: 2,00x10

-6

ºC

-1

e 12,50x10

-6

ºC

-1

- coeficiente de Poisson da pasta a 40ºC e a 120ºC: 0,20 e 0,19

- coeficiente de Poisson do aço a 40ºC e a 120ºC: 0,30 e 0,29

- módulo de elasticidade da pasta a 40ºC e a 120ºC: 2,50x10

Pa e 2,20x10

- módulo de elasticidade do aço a 40ºC e a 120ºC: 2,05x10

Pa e 2,01x10

- módulo de elasticidade do arenito são: 40,00x10

103

Os dados foram obtidos a partir de BAZĂNT and KAPLAN (1996), SILVA (2001),

EQUIPE DE FURNAS (1997) e alguns resultados da pesquisa. Os dados referentes às pastas

foram obtidos para 28 dias de cura.

104

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO

Ensaios preliminares foram realizados por tentativa e erro para que fossem identificados os

níveis do planejamento fatorial (baixo e alto) de cada fator. No passado, e com muita freqüência

ainda atualmente, a variação de um fator em um planejamento, com todos os demais fatores

mantidos constantes, era considerado um procedimento cientificamente correto (BOX and

BISGAARD, 1988). Hoje se sabe que variar tudo ao mesmo tempo é um procedimento

recomendado para que se possa ter uma visão mais completa do processo.

A estatística, como ferramenta auxiliar de norteamento da pesquisa, foi adotada tendo em

vista não só a validação da análise dos resultados, mas também no sentido de se evitar o excesso

ou escassez de ensaios. Esta idéia, compartilhada por EKAMBARAM (1972) e BOX e

BISGAARD (1988), refere-se à necessidade de se escolher uma técnica de análise estatística que

não implique em custos superiores aos benefícios que ela pode trazer. BOX e BISGAARD (1988)

chegam a defender a idéia do ensino da estatística como um catalisador da engenharia e não como

seu substituto.

Assim, os resultados foram analisados a partir da aplicação do Modelo Estatístico Linear

de Efeitos Fixos. Para este modelo, sabe-se (VIEIRA, 1997 e MONTGOMERY, 1997), que não

se podem inferir resultados compreendidos entre valores obtidos experimentalmente. Esta

característica do modelo impede, por exemplo, que um valor de resiliência compreendido entre

dois resultados experimentais possa ser admitido como sendo a média dos mesmos. Entretanto,

em função das tendências observadas nos experimentos, este critério não foi obedecido

completamente, pois muitos resultados indicam claramente que valores intermediários podem ser

interpolados sem perda de precisão. Este procedimento é aqui justificado não por receio de

críticas, mas porque o mesmo é praticado em pesquisas científicas com o objetivo de dotar o

modelo do caráter da praticidade, como é citado por BARROS NETO et al, 2001. Uma alternativa

avaliada foi a adoção de um planejamento modificado, conhecido como modelo de BOX-

BEHNKEN (LORENZI e NESVIJSKI, 2001). Este modelo é caracterizado pela redução ainda

maior do número de experimentos necessários para a realização de um experimento. Como

exemplo, pode-se partir de um planejamento fatorial do tipo 3³ com 27 experimentos e executar

apenas 15 experimentos (LORENZI e NESVIJSKI, 2001), nele alguns vértices do espaço factível

são negligenciados e são realizados experimentos na parte média das arestas do mesmo. Aqui, o

modelo não foi adotado por ter havido tempo hábil para a sua maturação, entretanto, pode-se

105

afirmar que se trata de um modelo bastante interessante, que possui a característica de simplificar

o planejamento tradicional que já é, por sua vez, uma simplificação dos experimentos realizados

através de tentativa e erro.

Na seqüência encontram-se os resultados obtidos seguidos de suas respectivas análises

estatísticas.

O item 4.8 consta de correlações que, ora corroboram tipos distintos de resultados obtidos,

ora apresentam modelos matemáticos simples que auxiliam na inferência de resultados de ensaios

complexos a partir da realização de ensaios mais simples.

O planejamento fatorial utilizado adotou três fatores que foram variados em dois níveis:

baixo e alto. Assim, o planejamento fatorial foi do tipo 2³. As pastas preparadas foram avaliadas

com relação aos ensaios básicos adotados na indústria da cimentação de poços de petróleo, além

da realização de ensaios complementares necessários para a avaliação das propriedades mecânicas

da pasta hidratada, principalmente com relação à resistência à tração. A Tabela 15 apresenta a

estrutura geral do planejamento.

Tabela 15. Estrutura do planejamento fatorial.

Fator

Fator água/cimento

(adimensional)

Concentração de

biopolímero (%)

Idade do cimento

(número da batelada)

Baixo

0,40 (-) 2,0 (-) Batelada 23 (-)

Níveis

Alto 0,46 (+) 3,0 (+) Batelada 34 (+)

Os níveis foram determinados a partir de ensaios preliminares. Neste período se esperava,

por exemplo, que a adição de biopolímero fosse da ordem de 10,0 % em relação à massa de

cimento. No entanto, tais ensaios indicaram que adições superiores a concentrações de 5,0 %

tornavam as pastas não bombeáveis, em função de sua alta viscosidade (BEZERRA et al, 2003).

A adoção de aditivos foi avaliada, mas o seu efeito não se mostrou eficaz com relação à

viscosidade. Embora dispersantes comerciais, tradicionalmente utilizados para redução de

viscosidade do cimento Portland, tenham sido empregados, os parâmetros reológicos não foram

reduzidos para concentrações superiores a 4,0 %. Assim, adotou-se por limitar a concentração de

biopolímero no nível de 3,0 %, a fim de se conseguir realizar os ensaios reológicos das pastas

preparadas.

106

Sabe-se que a redução do fator água/cimento é um dos principais (MEHTA e

MONTEIRO, 1994; HEWLETT et al, 2004; TAYLOR et al, 2003), senão o principal, motivo da

otimização das propriedades mecânicas de materiais preparados com cimento Portland, sejam

concretos, argamassas ou pastas puras. Este fato, portanto, não poderia deixar de ser variado para

verificação de seu efeito nas propriedades das pastas em estudo. O fator água/cimento

estabelecido por norma (NBR 9826, 1993) para o cimento Portland classe G é de 0,44, ou seja, 44

partes de água para cada 100 de cimento em massa.

No caso do cimento Portland especial, em que não se tem norma específica, os níveis

foram adotados em função de experiências anteriores mostrarem ser possível obter leituras no

viscosímetro de cilindros coaxiais (ensaio de reologia NBR 9830) até o valor de 0,40 para fator

água/cimento, para este valor, as leituras se aproximaram do máximo possível do viscosímetro.

Para que houvesse uma melhor avaliação dos ensaios de água livre, estabilidade e perda de

filtrado, adotou-se para nível alto do fator água/cimento o valor de 0,46, assim, a mobilidade da

água na pasta na presença do biopolímero pôde ser melhor avaliada.

O último fator, a idade do cimento, foi adotado em função da necessidade de se executar

cimentações com cimentos provenientes de bateladas mais antigas em estoque, quando não se

dispõe de cimentos mais recentes. Estas situações, que não são comuns, ocorrem quando uma

cimentação consome cimento além do previsto, devido à possível fuga de pasta para vazios da

formação rochosa ou outra ocorrência, e não se tem batelada nova em quantidade suficiente.

Assim, duas bateladas foram adotadas, a batelada 23 com idade de 18 meses e a batelada 34 com

idade de 02 meses. A batelada 34 foi utilizada em perfeito estado de conservação, com

embalagens bem acondicionadas e sem indícios de extravio. No entanto, a batelada 23 foi exposta

ao ar livre e chuva e foi utilizada, como referido anteriormente, com a idade de 18 meses.

Esperava-se, portanto, que seus resultados não fossem satisfatórios em função de possível

carbonatação e hidratação precoce, que certamente deveriam ter ocorrido. No entanto, os

resultados não foram muito diferentes dos obtidos para a batelada 34 conforme será visto adiante.

Este fato remete imediatamente ao baixo teor de C

A do cimento Portland especial que é o

responsável pela hidratação precoce do cimento.

107

4.1 Características físico-químicas

Algumas características físicas e químicas do cimento Portland especial utilizado nesta

pesquisa são monitoradas mensalmente pelo fornecedor. Os índices mostrados nas Tabelas 16 e

17 referem-se aos valores médio, mínimo e máximo de uma série consecutiva de 34 meses,

correspondente ao período de maio de 2000 até dezembro de 2003.

Tabela 16. Composição química e potencial do cimento Portland especial.

Composição química (%)

Mínimo

Média

Máximo

Desvio-padrão

Perda ao fogo 0,60 1,08 2,08 0,38

SiO

19,25 20,64

21,79 0,49

3,75 4,19 5,05 0,27

2,72 3,19 3,66 0,19

CaO 60,40 61,70

64,38 1,01

2,49 2,81 3,10 0,14

MgO 2,48 3,23 3,82 0,30

O 0,05 0,09 0,19 0,03

O 0,53 0,86 1,03 0,13

O equivalente

0,44 0,66 0,81 0,10

CaO livre 0,67 1,28 2,10 0,32

Resíduo insolúvel

0,16 0,48 1,00 0,21

Composição Potencial segundo Bogue (%)

S 41,23 53,52

65,59 5,70

A 4,09 5,72 8,68 0,93

AF 8,27 9,70 11,13 0,58

2 C

A + C

AF 18,87 21,13

25,77 1,49

Fonte: dados fornecidos pela CIMESA, Laranjeiras-SE.

108

Tabela 17. Características físicas do cimento Portland especial (dados fornecidos pela CIMESA).

Ensaios físicos Mínimo

Média Máximo

Desvio-padrão

Módulo de finura: # 200 (%)

3,00 4,61 6,30 0,81

Módulo de finura: # 325 (%)

16,10 19,29 21,00 1,03

Superfície Blaine (m²/kg)

251,00 277,84 302,00 14,90

Tempo de pega: início (min)

115,00 127,65 165,00 10,02

Tempo de pega: fim (min) 175,00 198,09 240,00 15,81

A determinação da massa específica do cimento Portland especial foi realizada pelos

procedimentos da norma NBR 6474, que utiliza o frasco de Le Chatelier. O ensaio foi repetido

quatro vezes chegando-se aos resultados apresentados na Tabela 18.

Tabela 18. Massa específica do cimento Portland especial.

Massa Ensaio

específica (kg/m³) 1 2 3 4

Média

Desvio-

padrão

Batelada 23 3165,31

3182,32

3148,25

3165,38

3165,32

13,91

Batelada 34 3145,00

3140,49

3136,28

3129,23

3137,75

6,70

Média 3151,54

O cimento Portland classe G possui massa específica em torno de 3400,00 kg/m³

(NELSON et al, 1990). Portanto, existe uma diferença de 248,46 kg/m³, ou 7,31 %, entre este e o

cimento Portland especial. Esta diferença refere-se ao maior teor de Fe

que o classe G possui.

Na especificação da API, os cimentos classe G possuem 12 % de C

AF em sua composição

(NELSON, 1983 apud NELSON et al, 1990), no caso do cimento Portland especial este valor

vale 9,69 %. Observe-se que esta diferença, por si só, não justificaria a redução de 3400,00 kg/m³

para 3151,54 kg/m³. No entanto, um cálculo mais preciso da composição do cimento Portland

especial, mostra que o seu teor de C

AF é inferior ao obtido a partir do emprego das equações de

Bogue, referidas no item 5.3., Composição potencial de Bogue versus composição otimizada,

justificando, então, o fato deste valor obtido ser inferior a 3400,00 kg/m³.

Este cálculo é interessante porque considera as impurezas presentes nos quatro principais

óxidos do clínquer. O procedimento descrito em TAYLOR (2003) foi aplicado, aqui, três vezes: a

109

primeira segundo os dados referentes à média das 34 bateladas, a segunda referente aos dados da

batelada 23 e a terceira referente aos dados da batelada 34.

4.1.1 Composição otimizada das 34 bateladas e das bateladas 23 e 34

Seguindo o procedimento de TAYLOR (2003), cada óxido deve ter seu teor descontado

das impurezas mais comuns. Os dados necessários para o cálculo dos descontos foram fornecidos

pelo fabricante do cimento (Tabela 19):

Tabela 19. Dados das bateladas.

Componentes Média das 34 bat. [%] Batelada 23 [%]

Batelada 34 [%]

CaO 61,70 60,75 63,87

SiO

20,64 20,78 21,34

4,19 4,24 4,18

3,19 3,32 2,78

2,81 2,87 2,49

MgO 3,23 3,13 2,48

CaO livre 1,28 1,12 1,38

equiv

0,66 0,54 0,57

/Fe

(MA*)

1,31 1,28 1,50

Total 99,01 98,03 100,59

* Intervalo de aplicação do método: 1,00 < MA < 4,00)

Na seqüência (itens a) a c)) encontram-se as substituições na alita, belita, celita e ferrita, de

acordo com o procedimento de TAYLOR (2003).

110

a) Substituição na alita (C

S):

Cada impureza é substituída no teor de alita conforme Tabela 20.

Tabela 20. Substituições na alita.

Impureza Índice Média das 34 bat. [%]

Batelada 23 [%] Batelada 34 [%]

2,00

0,67

.2,48 = 1,66

3,19/3

= 1,05 3,32/3

= 1,10 2,78/3

= 0,92

4,19.0,09

= 0,38 4,24.0,09

= 0,38 4,18.0,09

= 0,38

0,90 0,90 0,90

Total de substituição I

= 4,33 I

= 4,38 I

= 3,86

(a) Para teor de MgO > 3,00 %

(b) Para teor de Fe

< 4,00 %

baixo

(d) Para teor de MgO < 3,00 %

O valor total de substituição geralmente fica compreendido entre 3,00 % e 4,00 %

(TAYLOR, 2003). Segundo BOYKOVA (1986 apud TAYLOR, 2003), o total de óxidos

substituintes na alita é dado pela equação aproximada seguinte:

= 0,7 . M

+ 2,1 = 0,7 . 3,23 + 2,1 = 4,36 % (média das 34 bat.)

= 0,7 . M

+ 2,1 = 0,7 . 3,13 + 2,1 = 4,29 % (batelada 23)

= 0,7 . M

+ 2,1 = 0,7 . 2,48 + 2,1 = 3,84 % (batelada 34)

Nesta expressão, I

é a quantidade total de óxidos substituintes na alita (impurezas) e M

a quantidade de MgO cristalino presente no clínquer, que corresponde à quantidade de MgO da

análise química. Comparando a grandeza destes valores com as obtidas para o total de

substituintes, encontra-se uma diferença máxima de 0,69 %, o que corrobora aqueles resultados.

Descontando, finalmente, as substituições nos teores de CaO e SiO

(valores retirados da

Tabela 1.2, p. 8, TAYLOR, 2003), tem-se os dados da Tabela 21.

111

Tabela 21. Substituições finais na alita.

Batelada CaO original [%] Desconto [%]

CaO final [%]

Média das 34 bateladas

73,70 2,00 + 0,38 71,32

Batelada 23 73,70 2,00 + 0,38 71,32

Batelada 34 73,70 1,66 + 0,38 71,66

Batelada SiO

original [%]

Desconto [%]

SiO

final [%]

Média das 34 bateladas

26,30 0,90 + 1,05 24,35

Batelada 23 26,30 0,90 + 1,10 24,30

Batelada 34 26,30 0,90 + 0,92 24,48

b) Substituição na belita (C

S):

Para a belita não se sabe, ainda, qual a forma correta de se determinar o valor de

substituição devido às impurezas, entretanto, o intervalo de 4 % a 6 % tem sido observado para

clínqueres de cimento Portland (TAYLOR, 2003). Além disso, para clínqueres ricos em SO

como é o caso, observam-se substituições dadas pela expressão seguinte (HALL and

SCRIVENER, 1997 apud TAYLOR, 2003):

= 1,23 . SO

+ 0,24 = 1,23 . 2,81 + 0,24 = 3,70 % (média das 34 bat.)

= 1,23 . SO

+ 0,24 = 1,23 . 2,87 + 0,24 = 3,77 % (batelada 23)

= 1,23 . SO

+ 0,24 = 1,23 . 2,49 + 0,24 = 3,30 % (batelada 34)

Nesta expressão, S

é a quantidade total de sulfato substituinte na belita e SO

é a

quantidade de sulfato no clínquer, que corresponde à quantidade de sulfato obtida na análise

química. Além dos sulfatos, são apontadas correlações entre os teores de substituição do MgO na

belita e no clínquer, ou seja, 3,23 %; 3,13 % e 2,48 %, respectivamente. Assim, o total de

substituição é:

Total de substituição = 6,93 % (média das 34 bat.)

Total de substituição = 6,90 % (batelada 23)

Total de substituição = 5,78 % (batelada 34)

112

Grande parte deste total ocorre no SiO

(aproximadamente 2/3) e a outra parte no CaO

(1/3). Assim, tem-se (valores retirados da Tabela 1.2, p. 8, TAYLOR, 2003):

Tabela 22. Substituições finais na belita.

Batelada CaO original [%] Desconto [%]

CaO final [%]

Média das 34 bateladas

65,10 6,93/3 62,79

Batelada 23 65,10 6,90/3 62,80

Batelada 34 65,10 5,78/3 63,17

Batelada SiO

original [%]

Desconto [%]

SiO

final [%]

Média das 34 bateladas

34,90 6,93.2/3 30,28

Batelada 23 34,90 6,90.2/3 30,30

Batelada 34 34,90 5,78.2/3 31,05

c) Substituição na celita (C

A):

As substituições na celita também não são exatamente conhecidas, sabe-se que são em

torno de 13 % em partes iguais para o CaO e o Al

, além do desconto do Na

equiv

. As

substituições finais na celita são vistas na Tabela 23 e equivalem a:

equiv.

= 0,66 % (média das 34 bat.)

equiv.

= 0,54 % (batelada 23)

equiv.

= 0,57 % (batelada 34)

Tabela 23. Substituições finais na celita.

Batelada CaO original [%] Descontos [%] CaO final [%]

Média das 34 bateladas

62,30 13,00/2 – 0,66 + 0,66

55,80

Batelada 23 62,30 13,00/2 – 0,54 + 0,54

55,80

Batelada 34 62,30 13,00/2 – 0,57 + 0,57

55,80

Batelada SiO

original [%]

Desconto [%] SiO

final [%]

Média das 34 bateladas

37,70 13,00/2 – 0,66 + 0,66

31,20

Batelada 23 37,70 13,00/2 – 0,54 + 0,54

31,20

Batelada 34 37,70 13,00/2 – 0,57 + 0,57

31,20

113

d) Substituição na ferrita (C

AF):

Embora estas substituições sejam pouco conhecidas, sabe-se que o total gira em torno de

10 %, concentrada em sua grande maioria no CaO e no Al

. No entanto, para cimentos ricos em

ferro, a substituição se concentra na fase Fe

(Tabela 24).

Tabela 24. Substituições finais na ferrita.

Batelada CaO original [%] Descontos [%] CaO final [%]

Média das 34 bateladas

46,10 2,50 43,60

Batelada 23 46,10 2,50 43,60

Batelada 34 46,10 2,50 43,60

Batelada Al

original [%] Desconto [%] Al

final [%]

Média das 34 bateladas

21,00 2,50 18,50

Batelada 23 21,00 2,50 18,50

Batelada 34 21,00 2,50 18,50

Batelada Fe

original [%]

Desconto [%] Fe

final [%]

Média das 34 bateladas

32,90 5,00 27,90

Batelada 23 32,90 5,00 27,90

Batelada 34 32,90 5,00 27,90

A partir da substituição dos coeficientes devidamente descontados e convertidos para

números decimais, chega-se aos três sistemas de equações seguintes:

Para média das 34 bateladas:

0,7132.x

+ 0,6210.x

+ 0,5580.x

+ 0,4360.x

= 61,70

0,2444.x

+ 0,3190.x

+ 0,0370.x

+ 0,0360.x

= 20,64

0,0100.x

+ 0,0210.x

+ 0,3120.x

+ 0,1850.x

= 4,19

0,0070.x

+ 0,0090.x

+ 0,0510.x

+ 0,2790.x

= 3,19

114

Para a batelada 23:

0,7132.x

+ 0,6280.x

+ 0,5580.x

+ 0,4360.x

= 60,75

0,2430.x

+ 0,3030.x

+ 0,0370.x

+ 0,0360.x

= 20,78

0,0100.x

+ 0,0210.x

+ 0,3120.x

+ 0,1850.x

= 4,24

0,0070.x

+ 0,0090.x

+ 0,0510.x

+ 0,2790.x

= 3,32

Para a batelada 34:

0,7166.x

+ 0,6317.x

+ 0,5580.x

+ 0,4360.x

= 63,87

0,2448.x

+ 0,3105.x

+ 0,0370.x

+ 0,0360.x

= 21,34

0,0100.x

+ 0,0210.x

+ 0,3120.x

+ 0,1850.x

= 4,18

0,0070.x

+ 0,0090.x

+ 0,0510.x

+ 0,2790.x

= 2,78

Os valores de x

, x

e x

correspondem, respectivamente, aos teores de C

S, C

A e

AF do clínquer que será produzido. Resolvendo o sistema de ordem 4, tem-se:

= 66,45 %; x

= 12,21 %; x

= 5,52 % e x

= 8,36 % (média das 34 bat.)

= 57,40 %; x

= 20,87 %; x

= 5,09 % e x

= 8,85 % (batelada 23)

= 68,48 %; x

= 13,21 %; x

= 6,37 % e x

= 6,66 % (batelada 34)

Aplicando as equações de Bogue (NBR 9831), tem-se:

S = 53,52 %; C

S = 18,81 %; C

A = 5,72 %; C

AF = 9,69 (média das 34 bat.)

S = 47,90 %; C

S = 23,45 %; C

A = 5,63 %; C

AF = 10,09 (batelada 23)

S = 58,70 %; C

S = 16,91 %; C

A = 6,40 % e C

AF = 8,50 (batelada 34)

Três observações podem ser extraídas destes resultados: os valores são significativamente

diferentes dos obtidos por meio da aplicação das equações de Bogue (NBR 9831); as somas dos

aluminatos (13,88 %; 13,94 % e 13,03 %, respectivamente) são inferiores às somas dos

aluminatos obtidas pelas equações de Bogue (15,41 %; 15,72 % e 14,90 %, respectivamente); e as

115

somas dos silicatos (78,66 %; 78,27 % e 81,69 %, respectivamente) são superiores às somas dos

silicatos obtidas pelas equações de Bogue (72,33; 71,35 % e 75,61 %, respectivamente).

Estas observações são corroboradas pela experiência da ABCP e TAYLOR (2003) que

chegam à conclusões semelhantes (ver item 2.4).

Os valores de massa específica de algumas das fases do clínquer e estabelecidos pela

norma ASTM C 1356 - 96 são os constantes da Tabela 25.

Tabela 25. Massa específica das fases do clínquer (ASTM C 1356 – 96).

Fase do Clínquer

Massa Específica (kg/m³)

Alita 3180,00

Belita 3310,00

Celita 3030,00

Ferrita 3730,00

CaO livre 3350,00

2660,00

MgO cristalino

3580,00

Calculando a massa específica ponderada a partir destes valores e dos valores obtidos na

resolução dos sistemas de equações lineares, tem-se:

Somatória das fases:

63,76 + 15,24 + 5,41 + 8,35 + 1,28 + 0,00 + (3,23 - 2,00) = 95,27 % (média das 34 bat.)

57,40 + 20,87 + 5,09 + 8,85 + 1,12 + 0,00 + (3,13 - 2,00) = 94,46 % (batelada 23)

68,48 + 13,21 + 6,37 + 6,66 + 1,38 + 0,00 + (2,48 - 1,66) = 96,91 % (batelada 34)

É importante lembrar que o SO

foi totalmente incorporado à belita, na forma de impureza

substitucional.

Cálculo da massa específica:

= (0,6376.3180,00 + 0,1524.3310,00 + 0,0541.3030,00 + 0,0835.3730,00

+ 0,0128.3350,00 + 0,0000.2660,00 + 0,0123.3580,00)/0,9527

116

= 3247,96 kg/m³ (media das 34 bat.)

= (0,5740.3180,00 + 0,2087.3310,00 + 0,0509.3030,00 + 0,0885.3730,00

+ 0,0112.3350,00 + 0,0000.2660,00 + 0,0113.3580,00)/0,9446

= 3259,47 kg/m³ (batelada 23)

= (0,6848.3180,00 + 0,1321.3310,00 + 0,0637.3030,00 + 0,0666.3730,00

+ 0,0138.3350,00 + 0,0000.2660,00 + 0,0082.3580,00)/0,9691

= 3231,45 kg/m³ (batelada 34)

Procedendo da mesma forma para o cálculo da massa específica do clínquer a partir dos

valores obtidos pela aplicação das equações de Bogue (NBR 9831), tem-se :

Somatória das fases:

53,52 + 18,81 + 5,72 + 9,70 + 1,28 + 2,81 + 3,23 = 95,07 % (média das 34 bat.)

47,90 + 23,45 + 5,63 + 10,09 + 1,12 + 2,87 + 3,13 = 94,19 % (batelada 23)

58,70 + 16,91 + 6,40 + 8,50 + 1,38 + 2,49 + 2,48 = 96,86 % (batelada 34)

Calculando a massa específica, tem-se:

= (0,5352.3180,00 + 0,1881.3310,00 + 0,0572.3030,00 + 0,0827.3730,00

+ 0,0128.3350,00 + 0,0281.2660,00 + 0,0323.3580,00)/0,9507

= 3253,32 kg/m³ (média das34 bateladas)

= (0,4790.3180,00 + 0,2345.3310,00 + 0,0563.3030,00 + 0,1009.3730,00

+ 0,0112.3350,00 + 0,0287.2660,00 + 0,0313.3580,00)/0,9419

= 3261,79 kg/m³ (batelada 23)

= (0,5870.3180,00 + 0,1691.3310,00 + 0,0640.3030,00 + 0,0850.3730,00

+ 0,0138.3350,00 + 0,0249.2660,00 + 0,0248.3580,00)/0,9686

= 3240,35 kg/m³ (batelada 34)

117

A comparação direta destes valores com os valores de massa específica obtidos pelo

procedimento de Taylor, leva à conclusão de que este procedimento é melhor que aquele. No

entanto, eles ainda não podem ser comparados com os valores obtidos através da aplicação da

norma NBR 6474, em que se teve, conforme Tabela 25, para a massa específica do cimento

Portland especial, o valor de 3151,54 kg/m³. Estes valores não podem ser comparados

diretamente, pois aqueles se referem ao clínquer e estes se referem ao cimento Portland

propriamente dito. Assim, incorporando os 6 % de sulfato de cálcio empregados no cimento

Portland especial, tem-se:

= (3247,96.100,00 + 2310,00.6,00)/106,00 = 3194,87 kg/m³ (média das 34 bat.)

= (3253,32.100,00 + 2310,00.6,00)/106,00 = 3199,92 kg/m³ (média das 34 bat.)

= (3259,47.100,00 + 2310,00.6,00)/106,00 = 3205,73 kg/m³ (batelada 23)

= (3261,79.100,00 + 2310,00.6,00)/106,00 = 3207,92 kg/m³ (batelada 23)

= (3231,45.100,00 + 2310,00.6,00)/106,00 = 3179,29 kg/m³ (batelada 34)

= (3240,35.100,00 + 2310,00.6,00)/106,00 = 3187,69 kg/m³ (batelada 34)

Estes valores diferem em (1,37 % e 1,54 %); (1,28 % e 1,35 %) e (1,32 % e 1,59 %)

respectivamente, dos valores obtidos pelo procedimento da norma NBR 6474, ou seja,

praticamente não existe diferença entre a massa específica obtida a partir das porcentagens

encontradas pelo procedimento de Taylor e a massa específica encontrada pela aplicação das

equações de Bogue. Assim, neste caso específico a determinação da massa específica do cimento

Portland por meio das equações de Bogue se constitui em um procedimento bem justificado. No

entanto, os valores obtidos para as fases individuais revela discrepância significativa entre os

valores determinados pelos dois procedimentos, estes valores confirmam a revisão citada pela

ABCP e TAYLOR (2003), no item 2.4 Composição potencial de Bogue e composição otimizada.

Observe-se que a soma das duas fases principais são maiores no procedimento de Taylor em

detrimento do emprego das equações de Bogue e a soma das fases intersticiais é menor em Taylor

que em Bogue.

Um outro aspecto interessante refere-se à exigência da NBR 9831 sobre o teor máximo de

S que os cimentos classe G devem apresentar. Na referida norma, este valor é limitado a 58,0

118

%. Assim, verificando os valores apresentados pelo cimento Portland especial obtidos por meio

do procedimento de Taylor (66,45 %; 57,40 % e 68,48 %, respectivamente), observa-se que os

mesmos ultrapassam o limite imposto pela norma (com exceção da batelada 23). No entanto,

como o critério da norma é estabelecido em função das equações de Bogue, o cimento Portland

especial atende a este critério específico, ou seja, o fato do cimento Portland especial apresentar

teor de C

S superior ao limite da norma não é, em princípio, ruim, pois este é o principal

composto dos cimentos Portland responsável pelas boas propriedades mecânicas das pastas

endurecidas. Na verdade, a falha da norma NBR 9831 está em não apresentar limites para o C

Sabe-se que o C

S é o composto que, quando hidratado, possui maior resistência mecânica

individual (MEHTA e MONTEIRO, 1994), pois suas massa específica e compacidade são

superiores as do C

S e C

A (TAYLOR, 2003), além disso, sua hidratação produz quantidade

maior de C-S-H que a hidratação do C

S (MEHTA e MONTEIRO, 1994). Agora, pode-se

entender porque o limite superior estipulado pela norma para o C

S tem algum sentido: o excesso

de C

S implica, geralmente, na redução do C

S e, portanto, em perda de propriedade mecânica.

Observe-se, ainda, que o excesso de C

S embora implique, geralmente, na redução do C

S, pode

implicar também no excesso de C

A e C

AF, que não são as fases mais nobres do cimento

Portland. A norma NBR 9831, portanto, deveria estabelecer um limite para o C

S, como forma de

garantir o desempenho esperado dos cimentos Portland classe G.

Outro aspecto relaciona-se aos teores de C

A do cimento Portland especial: 5,52 %, 5,09

% e 6,37 %, respectivamente. O teor máximo estipulado pela NBR 9831 para o cimento Portland

classe G é de 8 % para aqueles que apresentam moderada resistência a sulfatos, como é o caso do

cimento Portland especial. Em ensaios exploratórios, anteriores à pesquisa propriamente dita,

pôde-se constatar o efeito do teor deste aluminato no comportamento das pastas de cimento

endurecidas diante da temperatura de 120ºC. Naquela ocasião, moldaram-se corpos de prova com

cimento Portland CP II Z 32 e CPE. A experiência teve o propósito de comparar o

comportamento dos dois tipos de cimento na presença de calor e na ausência de água (cura seca

dentro de estufa a 120ºC). Os resultados podem ser vistos na Figura 18.

119

Figura 18. Aspecto visual de corpos-de-prova com cimento Portland especial (a) e CP II Z (b)

(a)

= 2,00 Mpa (b)

= 0,10 MPa.

Estes resultados preliminares mostraram a influência de uma das principais características

que diferenciam os comportamentos do cimento Portland CP II Z 32 (mais empregado na

construção civil) e do cimento Portland especial (empregado na cimentação de poços de petróleo),

ou seja, a menor presença das fases intersticiais (soma do C

A e C

AF) e a conseqüente maior

presença das fases principais (soma do C

S + C

S).

A outra diferença importante é a superfície específica, esta não influenciou o resultado,

pois enquanto o cimento Portland especial apresentou superfície específica de 277,84 m²/kg, os

cimentos CP II Z 32 por norma devem apresentar superfícies específicas superiores a 260,00

m²/kg (NBR 11578), ou seja, da mesma ordem de grandeza.

Uma observação importante a respeito da temperatura adotada para estes ensaios

preliminares refere-se ao valor de 120ºC. Quando submetidos a temperaturas desta ordem, o

cimento Portland, de modo geral, apresenta considerável retrogressão. Desta forma, estes ensaios

exploratórios procuraram uma primeira aproximação da quantificação deste fenômeno.

Resumindo a aplicação do procedimento para os três clínqueres analisados, ou seja, média

das 34 bateladas, batelada 23 e batelada 34, têm-se os resultados da Tabela 26.

(a) (b)

120

Tabela 26. Resumo das fases do clínquer do cimento Portland especial.

Fase cristalina, diferenças (%)

Batelada do C

do C

da soma:

S + C

da soma:

A + C

34 bateladas

12,93 - 6,60 - 0,20 - 1,33 6,33 - 1,53

23 9,50 - 2,58 - 0,54 - 1,24 6,92 - 1,78

34 9,78 - 3,70 - 0,03 - 1,84 6,08 - 1,87

Estes valores revelam constância na aplicação de ambos os procedimentos, o que mostra

haver coerência em cada procedimento. Assim, o problema do procedimento de Bogue resume-se

à não consideração das impurezas nas fases do clínquer, o que gera distorções nos valores obtidos

e, principalmente, não é possível se fazer previsão do comportamento de pastas hidratadas a partir

de suas fases, pois os teores de cada uma delas não corresponde à realidade do clínquer. No

entanto, de certo ponto de vista, as distorções podem ser consideradas a favor da segurança, pois

os teores das fases intersticiais resultam sempre maiores que os teores reais. Isto significa dizer

que o cimento Portland especial terá comportamento mais satisfatório porque os teores das fases

principais serão sempre maiores e, portanto, haverá sempre maior formação de C-S-H, em

detrimento de etringita e monossulfato, que são fases que não apresentam contribuições

representativas para o uso de cimento Portland em cimentação de poços de petróleo.

4.1.2 Quantidade de água necessária para hidratar o cimento Portland especial

A partir do cálculo teórico das fases do clínquer constante do item anterior, a quantidade

de água estritamente necessária para hidratar o cimento Portland especial, pode ser calculada de

acordo com os parâmetros definidos no item 2.5 Hidratação do cimento Portland.

Naquele item, determinaram-se as quantidades necessárias para a hidratação do cimento

Portland:

S: 23,67 % da massa de alita

121

S: 20,92 % da massa da belita

A: 40,00 % da massa da celita

AF: 37,07 % da massa da ferrita

Assim, ponderando as porcentagens das quatro fases em relação ao procedimento de

Taylor (dados extraídos das Tabelas 34, 36 e 38), tem-se a média das 34 bateladas; batelada 23 e

batelada 34, respectivamente:

(23,67 . 0,6645 + 20,92 . 0,1221 + 40,00 . 0,0552 + 37,07 . 0,0836)/0,9254 = 25,49 %

(23,67 . 0,5740 + 20,92 . 0,2087 + 40,00 . 0,0509 + 37,07 . 0,0885)/0,9221 = 25,24 %

(23,67 . 0,6848 + 20,92 . 0,1321 + 40,00 . 0,0637 + 37,07 . 0,0666)/0,9472 = 25,33 %

A média destes três valores é igual a 25,35 % com um desvio-padrão de 0,10 %. É

interessante observar que mesmo com diferenças significativas entre as fases do clínquer de cada

batelada (por exemplo: existe uma diferença de 11,08 % entre os teores de C

S das bateladas 23 e

34), o valor da quantidade de água necessária para a hidratação do cimento Portland especial

praticamente não apresentou variação. Este resultado corrobora a expectativa prevista no item 3.3

Hidratação do cimento Portland de 25,32 %, valores praticamente iguais (0,12 % de diferença).

Este valor é importante para se avaliar com mais liberdade o valor que o fator

água/cimento da pasta deve ter para que os parâmetros reológicos atendam aos requisitos da

norma NBR 9830. O fator água/cimento adotado nesta norma é igual 44 %, o que significa que

existe uma diferença de 18,65 % de água a ser empregada de forma a se ter a menor viscosidade

possível ou a menor dentro dos limites da norma. Este assunto foi tratado melhor no item 4.3.7

SCERB - Simulador de Contração e Expansão Radial de Bainha.

4.2 Análise termogravimétrica do biopolímero e do cimento Portland especial

As análises térmicas, de um modo geral, auxiliam na avaliação do comportamento dos

materiais diante de incrementos sucessivos de temperatura (MOTHÉ e AZEVEDO, 2002). Em

função da variação de temperatura que ocorre nos poços submetidos à injeção de vapor d’água, a

pasta de biopolímero deve, obrigatoriamente, apresentar estabilidade térmica. Esta avaliação foi

122

realizada por meio da análise termogravimétrica, que fornece a decomposição do material em

termos de perda de massa. Os ensaios do biopolímero e do cimento Portland especial foram

realizados em atmosfera de ar por meio de um aparelho de termoanálise da Perkin Elmer.

As Figuras 19 e 20 mostram os resultados obtidos com a variação de massa apresentada

pelo biopolímero e pelo cimento Portland especial. A análise da curva do biopolímero indica uma

estabilidade térmica até próximo de 300ºC. Este resultado é interessante porque abrange as

temperaturas observadas nos poços da região submetidos à injeção de vapor d’água. Esta

geralmente situa-se abaixo de 180ºC, o que representa uma margem de segurança entre as

condições de poço com injeção de vapor e o início da degradação do biopolímero.

Os resultados do cimento Portland especial já eram esperados em função da literatura

indicar estabilidade térmica deste material até 300ºC (MEHTA e MONTEIRO, 1994; HEWLETT

et al, 2004; TAYLOR, 2003). Observe-se que quando se fala em cimento Portland especial, neste

caso, refere-se, obviamente, ao cimento já hidratado.

100

120

0 150 300 450 600 750 900

Temperatura [ºC]

Perda de massa [%]

Figura 19. Análise termogravimétrica do biopolímero.

123

98,5

99,0

99,5

100,0

100,5

0 100 200 300 400 500 600 700

Temperatura [ºC]

Perda de massa [%]

Figura 20. Análise termogravimétrica do cimento Portland especial.

4.3 Propriedades mecânicas

4.3.1 Resistência à compressão

Os ensaios de resistência à compressão foram realizados para os tempos de 8 h; 12 h; 1 d;

3 d e 7 d. Para cada tempo foram ensaiados 24 corpos-de-prova, sendo 3 por cada tipo de pasta.

Todos os corpos-de-prova foram curados por imersão total a 32,0ºC em moldes cúbicos metálicos.

Os resultados obtidos foram os constantes das figuras 21 a 25 e tabelas 27 a 30.

Pelo método dos efeitos fixos, pode-se observar que a batelada 23 apresenta resultados

inferiores aos da 34 para os tempos de cura de 12 h, 1 d, 3 d e 7 d. Para 8 h a batelada não

provocou variação nos resultados, devido ao pequeno intervalo de tempo, onde as reações de

hidratação estão começando a se intensificar. Este tempo de cura, inclusive, é bastante

questionável, pois se o cimento Portland se hidrata em sua totalidade em torno de 28 d, o ensaio

com 8 h não revelará nenhuma propriedade interessante. Esta é, na verdade, uma prática pouco

recomendável para a indústria do petróleo, a menos que se introduza um acelerador de pega

eficiente que reduza este tempo para poucas horas. Para o tempo de 8 h, a concentração de

biopolímero (efeito a) e o FAC (efeito c) mostraram-se significativos, o que confirma a redução

124

da mobilidade da água na pasta devida ao biopolímero e à menor quantidade de água, favorecendo

a reação do C

A e o conseqüente enrijecimento da pasta.

A Figura 22 mostra a esperada elevação da resistência da pasta com o tempo, resultado do

prosseguimento das reações de hidratação. No conjunto das curvas pode-se observar a posição

mais elevada das pastas preparadas com a batelada 34 e com o FAC menor.

Para o tempo de cura de 7 dias e batelada 34, a pasta 7 foi a que apresentou maior

resistência à compressão média (39,96 MPa), o que representa um aumento de 16,10 % em

relação à pasta de referência 6 (34,42 MPa) e de 31,75 % em relação à pasta 10 (30,33 MPa). O

aumento da resistência à compressão da pasta 7, na verdade, foi maior, pois os ensaios foram

interrompidos devido à capacidade máxima da prensa de 10,00 kN ter sido atingida.

0 25 50 75 100 125 150 175 200

Tempo [h]

Resistência à compressão [MPa]

Pasta 1 (ref)

Pasta 2

Pasta 3

Pasta 4

Pasta 5

Pasta 6 (ref)

Pasta 7

Pasta 8

Pasta 9

Pasta 10

Figura 21. Resistência à compressão das pastas.

Em todos os casos, os F0 calculados mais expressivos foram os relativos ao efeito c

(FAC), o que mostra a importância deste fator na obtenção das boas propriedades de resistência à

compressão do cimento Portland. E este é um ponto de partida importante para todas as pastas que

devem ser estudadas na cimentação de poços (ver item 6.7).

125

Os F0 calculados relativos às interações dos efeitos (ab, ac, bc e abc) apresentaram valores

reduzidos, mostrando que não existe interação dos efeitos ao nível de significância de 95,0 %.

De um modo geral, a variação da concentração de biopolímero (efeito a), não provocou

variação na resistência à compressão para idades mais avançadas. Ela se mostrou eficiente no

início da hidratação, exatamente no período em que os poços são postos para operar ou a

cimentação tem prosseguimento em condições de baixa hidratação do cimento Portland. O

biopolímero, assim, desempenha um papel importante neste período, reduzindo e até evitando o

surgimento do precoce processo de fissuração (Figuras 23 e 24 e Tabelas 27 e 28).

Figura 22. Variação linear da resistência à compressão 8 h batelada 23.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

1,5-2

1,5

0,5-1

0,5

126

Figura 23. Variação linear da resistência à compressão 8 h batelada 34.

Tabela 27. Resultados de resistência à compressão para 8 h [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,67 1,27 1,71 1,30

1,66 1,34 1,68 1,35

Concentração de

biopolímero

baixo

1,77 1,34 1,81 1,37

1,77 1,37 2,11 1,42

2,06 1,43 2,39 1,45

Concentração de

biopolímero

alto

2,34 1,39 1,79 1,40

Pasta 1: 1,14 MPa, 1,06 MPa e 1,32 MPa; Pasta 6: 0,99 MPa, 1,27 MPa e 1,26 MPa.

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC

0,40

0,5

1,5

2,5

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0-0,5

127

Tabela 28. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,29 MSa 0,29 F0

12,71 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,01 MSb 0,01 F0

0,25 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 1,67 MSc 1,67 F0

72,51 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,12 MSac

0,12 F0

5,05 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,01 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,00 4,49 F0

abc 0,05/1/16

Figura 24. Variação linear da resistência à compressão 7 d batelada 23

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

35-40

30-35

25-30

20-25

15-20

10-15

5-10

0-5

2 % bio

128

Figura 25. Variação linear da resistência à compressão 7 d batelada 34.

Tabela 29. Resultados de resistência à compressão para 7 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

35,04 25,46 40,00 * 30,10

35,93 28,33 40,00 * 28,72

Concentração de

biopolímero

baixo

34,08 27,99 39,89 33,58

34,74 27,61 39,18 29,32

34,84 25,91 38,00 32,34

Concentração de

biopolímero

alto

34,98 25,96 38,36 29,33

Pasta 1: 29,45 MPa, 32,13 MPa e 28,99 MPa; Pasta 6: 35,80 MPa, 35,27 MPa e 32,19 MPa.

* Estes dois valores atingiram a capacidade máxima da prensa de 40,00 MPa.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

35-40

30-35

25-30

20-25

15-20

10-15

5-10

0-5

129

Tabela 30. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 3,05 MSa 3,05 F0

1,75 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 95,80 MSb 95,80 F0

54,99 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 419,92 MSc 419,92 F0

241,03 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,37 MSab

0,37 F0

0,21 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,05 MSac

0,05 F0

0,03 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,57 MSbc

0,57 F0

0,33 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,94 MSabc

0,94 F0

abc

0,54 4,49 F0

abc 0,05/1/16

4.3.2 Módulo de elasticidade na compressão

Extraídos dos gráficos de tensão de compressão e deformação do item anterior, os

resultados são os constantes das figuras 26 a e 30 e das tabelas 31 a 34.

O módulo de elasticidade na compressão apresentou uma variação brusca até o tempo de 1

d e se manteve aproximadamente constante para os demais tempos. Isto mostra que este

parâmetro não sofre muito a influência do tempo, pois ele representa apenas a inclinação da curva

tensão - deformação. Mesmo que os valores de deformação e tensão sejam maiores a inclinação

da curva se mantém. Entretanto, confrontando com dados da literatura para 28 dias (25 GPa a 30

GPa (MEHTA e MONTEIRO, 1994)), os valores obtidos são muito inferiores, o que sugere a

existência de pelo mais um patamar a partir do qual deve existir uma forte ascensão neste

parâmetro (ver item 6.8). Esta constatação, inclusive, independe da variação dos efeitos a, b e c,

ela parece ser uma característica do cimento Portland especial.

Para as primeiras idades apenas o efeito c se mostrou significativo, o FAC reduzido

provoca o aumento da rigidez da pasta, no entanto, para as últimas idades este fator não exerceu

influência e o efeito b é que passou a ser relevante. Ele mostrou que as pastas preparadas com o

cimento da batelada 23 adquiriram mais rigidez. E este foi um resultante interessante, as pastas

preparadas com esta batelada apresentaram maior rigidez e também apresentaram menor

resistência à compressão, o que indica claramente o aumento do caráter frágil das mesmas e,

130

conseqüentemente, a recomendação de que bateladas de idade avançada não devem ser

empregadas na cimentação de poços.

Apesar da análise do parágrafo anterior mostrar a variação que os efeitos b e c provocam

no módulo de elasticidade na compressão, de um modo geral, as figuras mostram que estes

valores não variam muito, o que reforça a hipótese da estabilidade da inclinação das curvas tensão

- deformação com o passar do tempo.

A pasta que apresentou os melhores resultados de um modo geral foi a pasta 7, mas

mesmo para esta pasta a diferença entre o seu módulo de elasticidade (1,44 GPa) e o da pasta de

referência (1,48 GPa) é de apenas 2,70 %, o que mostra, de outra forma, a não influência dos três

efeitos nos resultados.

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,6

1,8

0 25 50 75 100 125 150 175 200

Tempo [h]

Módulo de elasticidade na compressão [GPa]

Pasta 1 (ref)

Pasta 2

Pasta 3

Pasta 4

Pasta 5

Pasta 6 (ref)

Pasta 7

Pasta 8

Pasta 9

Pasta 10

Figura 26. Módulo de elasticidade na compressão das pastas.

131

Figura 27. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 8 h batelada 23.

Figura 28. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 8 h batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,3-0,35

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,3-0,35

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

132

Figura 29. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 7 d batelada 23.

Figura 30. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 7 d batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

1,48

1,5

1,52

1,54

1,56

1,58

1,6

1,62

1,64

1,66

1,68

1,66-1,68

1,64-1,66

1,62-1,64

1,6-1,62

1,58-1,6

1,56-1,58

1,54-1,56

1,52-1,54

1,5-1,52

1,48-1,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

1,15

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

1,55

1,5-1,55

1,45-1,5

1,4-1,45

1,35-1,4

1,3-1,35

1,25-1,3

1,2-1,25

1,15-1,2

133

Tabela 31. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 8 h [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,32 0,27 0,28 0,29

0,29 0,29 0,40 0,28

Concentração de

biopolímero

baixo

0,32 0,26 0,31 0,21

0,30 0,20 0,25 0,21

0,33 0,23 0,39 0,26

Concentração de

biopolímero

alto

0,38 0,18 0,35 0,19

Pasta 1: 0,19 GPa, 0,17 GPa e 0,11 GPa; Pasta 6: 0,17 GPa, 0,19 GPa e 0,18 GPa.

Tabela 32. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na compressão 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,00 MSa 0,00 F0

1,38 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,06 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,05 MSc 0,05 F0

24,34 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

3,71 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,02 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,64 4,49 F0

abc 0,05/1/16

134

Tabela 33. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 7 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,73 1,57 1,29 1,44

1,64 1,62 1,34 1,19

Concentração de

biopolímero

baixo

1,63 1,59 1,69 1,24

1,49 1,52 1,75 1,46

1,54 1,59 1,37 1,60

Concentração de

biopolímero

alto

1,73 1,53 1,41 1,38

Pasta 1: 1,57 GPa, 1,59 GPa e 1,57 GPa; Pasta 6: 1,38 GPa, 1,40 GPa e 1,66 GPa.

Tabela 34. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na compressão para 7

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,01 MSa 0,01 F0

0,38 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,17 MSb 0,17 F0

9,57 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,03 MSc 0,03 F0

1,82 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,06 MSab

0,06 F0

3,16 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

0,50 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,09 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,16 4,49 F0

abc 0,05/1/16

135

4.3.3 Resiliência na compressão

Extraídos dos gráficos de tensão de compressão e deformação, os resultados são os

constantes das figuras 31 a 35 e das tabelas 35 a 38.

Como a resistência à compressão aumentou com o tempo e o módulo de elasticidade se

manteve constante, a resiliência ou módulo de resiliência (área sob a curva) deveria aumentar com

o tempo, o que se pode ver claramente na figura 31, onde se tem o aumento gradual deste

parâmetro seguindo tendência semelhante ao aumento da resistência à compressão.

Neste caso, o efeito c se manteve como o mais significativo de um modo geral e o efeito a

se manteve significativo para as primeiras horas. O biopolímero se mostra, assim, como um

material que confere estabilidade mecânica à pasta nas primeiras horas.

A diferença entre a resiliência da pasta 7 (50,55 J) e a pasta 10 (38,97 J) é de 29,72 %, o

que mostra a influência do efeito c.

0 25 50 75 100 125 150 175 200 Tempo [h]

Resiliência na compressão [J]

Pasta 1 (ref)

Pasta 2

Pasta 3

Pasta 4

Pasta 5

Pasta 6 (ref)

Pasta 7

Pasta 8

Pasta 9

Pasta 10

Figura 31. Resiliência na compressão das pastas.

136

Figura 32. Variação linear da resiliência na compressão 8 h batelada 23.

Figura 33. Variação linear da resiliência na compressão 8 h batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,6

1,8

1,8-2

1,6-1,8

1,4-1,6

1,2-1,4

1,2

0,8-1

0,6-0,8

0,4-0,6

0,2-0,4

0,2

137

Figura 34. Variação linear da resiliência na compressão 7 d batelada 23.

Figura 35. Variação linear da resiliência na compressão 7 d batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

50-60

40-50

30-40

20-30

10-20

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

50-60

40-50

30-40

20-30

10-20

138

Tabela 35. Resultados de resiliência na compressão para 8 h [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,96 0,96 1,49 1,12

1,88 0,89 1,69 0,96

Concentração de

biopolímero

baixo

1,55 1,12 1,98 0,71

1,98 1,52 1,75 1,79

2,39 1,17 1,99 1,43

Concentração de

biopolímero

alto

2,06 2,44 2,17 1,61

Pasta 1: 2,06 J, 1,37 J e 1,77 J; Pasta 6: 1,32 J, 1,72 J e 1,75 J.

Tabela 36. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,50 MSa 1,50 F0

16,64 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,06 MSb 0,06 F0

0,70 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 2,14 MSc 2,14 F0

23,84 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,01 MSab

0,01 F0

0,08 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,24 MSac

0,24 F0

2,69 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,03 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,01 4,49 F0

abc 0,05/1/16

139

Tabela 37. Resultados de resiliência na compressão para 7 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

56,46 32,67 50,89 41,57

57,35 43,95 48,40 45,49

Concentração de

biopolímero

baixo

53,89 43,99 52,37 43,33

58,05 39,56 48,50 42,90

55,26 37,18 55,41 39,00

Concentração de

biopolímero

alto

56,94 36,21 54,52 35,01

Pasta 1: 50,17 J, 53,26 J e 64,88 J; Pasta 6: 50,31 J, 49,35 J e 57,33 J.

Tabela 38. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 5,82 MSa 5,82 F0

0,53 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 8,31 MSb 8,31 F0

0,75 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 1 164,55

MSc 1 164,55

105,50 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,11 MSab

0,11 F0

0,01 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 38,66 MSac

38,66 F0

3,50 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 72,11 MSbc

72,11 F0

6,53 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

4,20 MSabc

4,20 F0

abc

0,38 4,49 F0

abc 0,05/1/16

140

4.3.4 Resistência à tração

Extraídos dos gráficos de tensão de tração e deformação, os resultados são os constantes

das figuras 36 a 40 e das tabelas 39 a 42.

Os gráficos de tração - deformação apresentam comportamento semelhante aos de

compressão, o que já sugere uma correlação entre estas duas grandezas (ver item 4.8).

Para a batelada 23, algumas pastas (1 ref. e 5) apresentaram declínio da resistência à tração

a partir de 3 dias e a pasta 4 mostrou um crescimento muito discreto a partir deste tempo, isto

revela a pouca disponibilidade dos compostos básicos do cimento Portland que ainda estão aptos

para se hidratar, devido ao pequeno tempo de cura.

A comparação dos F0 calculados com os F0 tabelados mostra para todos os tempos a

influência do efeito c e a influência dos efeitos a e b para idades mais avançadas. Na resistência à

tração o biopolímero influencia mais em idades superiores e não nas primeiras horas.

A resistência à tração da pasta 7 (3,71 MPa) foi 24,50 % superior ao da pasta 6 de

referência (2,98 MPa).

0,5

1,5

2,5

3,5

0 25 50 75 100 125 150 175 200

Tempo [h]

Resistência à tração [MPa]

Pasta 1 (ref)

Pasta 2

Pasta 3

Pasta 4

Pasta 5

Pasta 6 (ref)

Pasta 7

Pasta 8

Pasta 9

Pasta 10

Figura 36. Resistência à tração das pastas.

141

Figura 37. Variação linear da resistência à tração 8 h batelada 23.

Figura 38. Variação linear da resistência à tração 8 h batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,35-0,4

0,3-0,35

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,35-0,4

0,3-0,35

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

142

Figura 39. Variação linear da resistência à tração 7 d batelada 23.

Figura 40. Variação linear da resistência à tração 7 d batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC

0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

3,5-4

3-3,5

2,5-3

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC

0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

3,5-4

3-3,5

2,5-3

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0-0,5

143

Tabela 39. Resultados de resistência à tração para 8 h [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,35 0,18 0,34 0,25

0,36 0,23 0,41 0,23

ncentração de

biopolímero

baixo

0,31 0,23 0,33 0,18

0,35 0,22 0,32 0,18

0,38 0,27 0,42 0,23

Concentração de

biopolímero

alto

0,35 0,27 0,34 0,19

Pasta 1: 0,28 MPa, 0,28 MPa e 0,23 MPa; Pasta 6: 0,23 MPa, 0,36 MPa e 0,25 MPa.

Tabela 40. Resumo dos parâmetros estatísticos para tração para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,00 MSa 0,00 F0

0,51 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,23 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,11 MSc 0,11 F0

91,10 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

2,05 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

1,42 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,51 4,49 F0

abc 0,05/1/16

144

Tabela 41. Resultados de resistência à tração para 7 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

3,55 2,54 3,82 3,02

3,87 2,80 3,91 3,05

Concentração de

biopolímero

baixo

3,18 2,88 3,40 2,99

3,56 1,66 3,39 2,65

2,86 1,57 4,10 2,41

Concentração de

biopolímero

alto

2,80 2,59 3,25 2,77

Pasta 1: 2,97 MPa, 2,19 MPa e 1,77 MPa; Pasta 6: 3,30 MPa, 2,85 MPa e 2,79 MPa.

Tabela 42. Resumo dos parâmetros estatísticos para tração para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,21 MSa 1,21 F0

10,08 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 1,00 MSb 1,00 F0

8,30 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 4,82 MSc 4,82 F0

40,01 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,19 MSab

0,19 F0

1,61 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,14 MSac

0,14 F0

1,20 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,03 MSbc

0,03 F0

0,22 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,01 4,49 F0

abc 0,05/1/16

145

4.3.5 Módulo de elasticidade na tração

Extraídos dos gráficos de tensão de tração - deformação, os resultados são os constantes

das figuras 41 a 45 e das tabelas 43 a 46.

Aqui se percebe um comportamento intermediário entre o crescimento com o tempo

observado na resistência à compressão e a estabilização observada para o módulo de elasticidade

na compressão.

Uma constatação interessante refere-se à comparação dos módulos de elasticidade à tração

e à compressão, a razão entre estas duas grandezas foi de 3,75 vezes, ou seja, uma diferença de

274,97 %, que corresponde a baixa capacidade de absorção de energia do cimento Portland diante

de tensões de tração.

Mais uma vez o efeito c se mostra preponderante, provocando variação significativa nos

resultados para todos os tempos de cura e o efeito a mantém sua influência nas primeiras horas.

A presença do biopolímero provocou um pequeno aumento no módulo de elasticidade:

5,10 % entre as pastas 1 ref e 2, enquanto que a diferença entre as pastas 6 ref e 7 foi de 7,94 %.

0 25 50 75 100 125 150 175 200 Tempo [h]

Módulo de elasticidade na tração [GPa]

Pasta 1 (ref)

Pasta 2

Pasta 3

Pasta 4

Pasta 5

Pasta 6 (ref)

Pasta 7

Pasta 8

Pasta 9

Pasta 10

Figura 41. Módulo de elasticidade na tração das pastas.

146

Figura 42. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 8 h batelada 23.

Figura 43. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 8 h batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,5-0,6

0,4-0,5

0,3-0,4

0,2-0,3

0,1-0,2

0,1

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,5-0,6

0,4-0,5

0,3-0,4

0,2-0,3

0,1-0,2

0,1

147

Figura 44. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 7 d batelada 23.

Figura 45. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 7 d batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

6-7

5-6

4-5

3-4

2-3

1-2

0-1

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

6-7

5-6

4-5

3-4

2-3

1-2

0-1

148

Tabela 43. Resultados de módulo de elasticidade na tração para 8 h [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,45 0,34 0,58 0,39

0,50 0,41 0,47 0,37

Concentração de

biopolímero

baixo

0,46 0,32 0,48 0,37

0,55 0,37 0,53 0,41

0,53 0,40 0,47 0,34

Concentração de

biopolímero

alto

0,58 0,40 0,60 0,40

Pasta 1: 0,65 GPa, 0,29 GPa e 0,59 GPa; Pasta 6: 0,38 GPa, 0,40 GPa e 0,69 GPa.

Tabela 44. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na tração para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,01 MSa 0,01 F0

4,83 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,25 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,12 MSc 0,12 F0

70,38 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

1,69 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

1,00 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,01 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,25 4,49 F0

abc 0,05/1/16

149

Tabela 45. Resultados de módulo de elasticidade na tração para 7 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

6,72 5,20 4,03 5,30

6,93 5,77 8,56 4,55

Concentração de

biopolímero

baixo

5,51 6,03 6,58 5,23

6,73 4,90 5,66 5,10

5,63 3,44 6,81 5,18

Concentração de

biopolímero

alto

5,25 5,33 5,26 4,98

Pasta 1: 6,36 GPa, 5,99 GPa e 5,89 GPa; Pasta 6: 5,89 GPa, 6,12 GPa e 5,74 GPa.

Tabela 46. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na tração para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,57 MSa 1,57 F0

1,51 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,00 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 6,68 MSc 6,68 F0

6,42 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,55 MSab

0,55 F0

0,52 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,01 MSbc

0,01 F0

0,01 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,48 MSabc

0,48 F0

abc

0,46 4,49 F0

abc 0,05/1/16

150

4.3.6 Resiliência na tração

A avaliação da tenacidade do cimento Portland hidratado é realizada por muitos

pesquisadores em função do conceito de índice de ductilidade (LIMA JÚNIOR et al, 2002;

BORGES et al, 2001; PRUDÊNCIO JR. e ALMEIDA, 2001). Este índice é avaliado a partir do

gráfico tensão - deformação em seu ramo descendente. No caso de anulares de poços de petróleo,

este critério não se mostra importante, pois a ultrapassagem do valor máximo da força de ruptura

representa ocorrência de fissuras na bainha e conseqüente aumento da permeabilidade do material.

Aqui, esta avaliação se baseou na definição tradicional de tenacidade e resiliência, entendendo

que o mesmo não é suficiente para avaliar as propriedades de elasto-plasticidade do cimento

Portland endurecido, mas é capaz de comparar comportamentos de materiais com e sem a adição

do biopolímero. Observe-se que não se buscou, com a aplicação deste critério, a determinação

precisa do valor da tenacidade de pastas de cimento Portland aditivadas com polímeros, mas

buscou-se a quantificação de sua ordem de grandeza para viabilização da comparação com as

pastas de referência.

Extraídos dos gráficos de tensão de tração e deformação, os resultados são os constantes

das figuras 46 a 50 e das tabelas 47 a 50.

Estes resultados mostram a diferença entre o comportamento do cimento Portland

endurecido quando submetido a tensões de compressão e de tração. No ensaio de compressão, os

corpos-de-prova iniciam o processo de fissuração nas áreas menos resistentes. Nelas, devido à alta

porosidade, ou concentração de hidróxido de cálcio, ou ainda concentração de monossulfato

hidratado, as tensões são transferidas através das fissuras para as áreas mais resistentes, que

passam a absorver energia, mas continuam com a contribuição do confinamento das áreas menos

resistentes. Deste modo, o corpo-de-prova vai absorvendo cada vez mais energia antes da ruptura

final. No caso do ensaio de tração, as áreas menos resistentes apenas transferem suas tensões para

as áreas mais resistentes, sem promover o efeito do confinamento, o que faz com que haja

concentração de tensão nestas áreas e ruptura bem mais precoce em relação ao ensaio de

compressão.

As curvas da figura 45 mostram a mesma tendência observada no ensaio de módulo de

elasticidade: após o tempo de 1 dia, a resiliência não mais é incrementada. Este mesmo

comportamento pode estar se repetindo em relação ao módulo de elasticidade. Devido à ausência

de dados na literatura sobre este parâmetro para 28 dias, é bem possível que a resiliência

151

apresente patamares ao longo do tempo, como o módulo de elasticidade na compressão (ver item

6.8).

Novamente, o efeito c predomina e provoca variação significativa dos resultados e o efeito

a contribui para a estabilidade mecânica da pasta nas primeiras horas.

Estes resultados foram os mais significativos em relação à introdução do biopolímero nas

pastas com cimento Portland especial, pois se obteve um aumento de 39,23 % entre as pastas 1 ref

e 2 e de 51,15 % entre as pastas 6 ref e 7. O biopolímero, assim, consegue fazer com que a pasta

absorva mais energia antes de sua ruptura, o que é mais compatível com as deformações

observadas nas bainhas simuladas por elementos finitos (ver próximo item).

A razão entre a resiliência média na compressão e na tração foi de 25,60 vezes, ou seja,

uma diferença de 2 460,43 %, o que representa a grande aptidão das pastas de cimento Portland

em absorver tensões de compressão em detrimento de tensões de tração. Em outras palavras, o

material cimento Portland é adequado para ser submetido à tensões de compressão e não de

tração, este fato é importante para a análise do próximo item.

0,5

1,5

2,5

0 25 50 75 100 125 150 175 200

Tempo [h]

Resiliência na tração [J]

Pasta 1 (ref)

Pasta 2

Pasta 3

Pasta 4

Pasta 5

Pasta 6 (ref)

Pasta 7

Pasta 8

Pasta 9

Pasta 10

Figura 46. Resiliência na tração das pastas.

152

Figura 47. Variação linear da resiliência na tração 8 h batelada 23.

Figura 48. Variação linear da resiliência na tração 8 h batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

153

Figura 49. Variação linear da resiliência na tração 7 d batelada 23.

Figura 50. Variação linear da resiliência na tração 7 d batelada 34.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2,5-3

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2,5-3

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0-0,5

154

Tabela 47. Resultados de resiliência na tração para 8 h [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,16 0,12 0,24 0,19

0,18 0,14 0,18 0,16

Con

centração de

biopolímero

baixo

0,25 0,20 0,33 0,16

0,29 0,15 0,30 0,27

0,36 0,22 0,25 0,19

Concentração de

biopolímero

alto

0,25 0,24 0,23 0,20

Pasta 1: 0,15 J, 0,13 J e 0,10 J; Pasta 6: 0,14 J, 0,19 J e 0,24 J.

Tabela 48. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,02 MSa 0,02 F0

7,38 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,35 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,03 MSc 0,03 F0

10,96 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

1,41 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,03 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,06 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

1,41 4,49 F0

abc 0,05/1/16

155

Tabela 49. Resultados de resiliência na tração para 7 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

2,39 1,70 2,96 1,62

2,76 1,77 2,91 1,65

Concentração de

biopolímero

baixo

2,40 1,73 2,02 2,07

2,37 0,68 2,16 1,53

1,40 2,08 1,79 1,53

Concentração de

biopolímero

alto

2,07 1,55 1,70 1,30

Pasta 1: 2,69 J, 1,01 J e 1,73 J; Pasta 6: 1,31 J, 1,99 J e 1,93 J.

Tabela 50. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,41 MSa 1,41 F0

9,32 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,03 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 2,48 MSc 2,48 F0

16,39 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,02 MSab

0,02 F0

0,11 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,18 MSac

0,18 F0

1,19 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,00 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

0,05 4,49 F0

abc 0,05/1/16

156

4.3.7 SCERB - Simulador de Contração e Expansão Radial de Bainha

O projeto do SCERB - Simulador de Contração e Expansão Radial de Bainha encontra-se

em anexo (item 7.3).

O modelo do SCERB foi elaborado utilizando-se o programa de cálculo estrutural

Structural Analysis Program - SAP 90. Este programa simula situações de campo utilizando o

método dos elementos finitos com indicação das tensões que são despertadas, sua distribuição e

valores de deformações.

A tubulação de revestimento dos poços pode ser classificada em função de sua posição nos

seguintes tipos.

Tabela 51. Classificação da tubulação de revestimento (THOMAS, 2001).

Tubulação Profundidade [m] Diâmetros típicos [mm]

Condutor 10 a 50 762,00 (30”) a 339,72 (13 3/8”)

Revestimento de superfície 100 a 600 508,00 (20”) a 244,47 (9 5/8”)

Revestimento intermediário

1 000 a 4 000 339,72 (13 3/8”) a 177,80 (7”)

Revestimento de produção Todo o poço 244,47 (9 5/8”) a 139,70 (5 1/2”)

Liner Fundo do poço 339,72 (13 3/8”) a 139,70 (5 ½”)

Tie back Todo o poço 244,47 (9 5/8”) a 139,70 (5 1/2”)

Assim, para cada trecho da tubulação foi escolhido um diâmetro básico juntamente com

uma espessura de bainha sugerida por NELSON et al (1990), como segue.

Tabela 52. Geometrias e tubulação consideradas.

Tubulação de

revestimento

Diâmetro

externo [mm]

Espessura

da bainha [mm]

Aço, grau

[MPa]

Condutor 762,00 (30”) 28,57 758,73 (110 000 psi)

Revestimento de superfície 508,00 (20”) 28,57 758,73 (110 000 psi)

Revestimento intermediário

339,72 (13 3/8”) 28,57 758,73 (110 000 psi)

Revestimento de produção 244,47 (9 5/8”) 22,28 758,73 (110 000 psi)

Liner 177,80 (7”) 22,28 758,73 (110 000 psi)

Tie back 139,70 (5 1/2”) 22,28 758,73 (110 000 psi)

157

O sistema estrutural adotado foi o de um cilindro de aço (tubulação de revestimento)

envolvido por um anel de pasta endurecida (bainha) e ancorado na formação rochosa, simulada

aqui por meio de molas elásticas equivalentes a um arenito são, conforme Figura 51.

Figura 51. Modelagem da bainha pelo MEF:

(a) anel interno com 16 elementos finitos de aço

(b) 3 anéis com 16 elementos finitos de pasta endurecida

As tubulações juntamente com suas respectivas bainhas foram divididas em 16 setores de

círculo iguais (elementos finitos) com espessura padrão de 1,00 m (direção da profundidade, eixo

Z). Cada elemento foi gerado a partir de 4 nós, com um total de 80 nós. A condição adotada para

o sistema estrutural foi a de um estado plano de deformação, onde não existe variação de

deformação ao longo da profundidade, podendo esta ser nula ou não (BRANCO, 1985;

PHILIPPACOPOULOS and BERNDT, 2002; TIMOSHENKO and GERE, 1989; BEER and

JOHNSTON JR., 1982; WILSON and HABIBULLAH, 1988; HIRTH JR., 1990). Os parâmetros

considerados no modelo estrutural estão na Tabela 53.

(a)

(b)

(c)

158

Tabela 53. Parâmetros adotados para o modelo.

Parâmetro Valor Fonte

coeficiente de dilatação térmica

da pasta a 40ºC

12,00x10

-6

ºC

-1

BAZĂNT and KAPLAN, 1996

coeficiente de dilatação térmica

da pasta a 120ºC

15,60x10

-6

ºC

-1

BAZĂNT and KAPLAN, 1996

coeficiente de dilatação térmica

do aço a 40ºC

2,00x10

-6

ºC

-1

SILVA, 2001

coeficiente de dilatação térmica

do aço a 120ºC

12,50x10

-6

ºC

-1

SILVA, 2001

coeficiente de Poisson

da pasta a 40ºC

0,20

BAZĂNT and KAPLAN, 1996

coeficiente de Poisson

da pasta a 120ºC

0,19

BAZĂNT and KAPLAN, 1996

coeficiente de Poisson

do aço a 40ºC

0,30

SILVA, 2001

coeficiente de Poisson

do aço a 120ºC

0,29

SILVA, 2001

módulo de elasticidade

da pasta a 40ºC

2,50x10

resultados da pesquisa

módulo de elasticidade

da pasta a 120ºC

2,20x10

resultados da pesquisa

módulo de elasticidade

do aço a 40ºC

2,05x10

SILVA, 2001

módulo de elasticidade

do aço a 120ºC

2,01x10

SILVA, 2001

módulo de elasticidade

(arenito são)

40,00 x10

EQUIPE DE FURNAS, 1997

variação de

temperatura

40ºC a 120ºC

Obs.: os dados correspondentes às pastas foram obtidos para 28 dias.

159

Os resultados obtidos são os constantes da Tabela 54.

Tabela 54. Tensões de origem térmica despertadas na bainha.

Modelo

Tensão radial

[MPa]

Tensão tangencial

[MPa]

Tensão de Von Mises

[MPa]

1 141,00 - 369,00 309,00

2 91,30 - 298,00 258,00

3 55,10 - 233,00 221,00

4 33,50 - 187,00 202,00

5 20,10 - 160,00 191,00

6 20,80 - 146,00 186,00

(+ : tensão de tração; - : tensão de compressão)

A tabela anterior mostra as maiores tensões observadas nos elementos finitos para cada

modelo, nela pode-se perceber tensões de compressão de até 309,00 MPa (elementos da

tubulação). No caso da tubulação de aço, este valor é bastante inferior à tensão de escoamento do

material (758,53 MPa, tabela 52), ou seja, nestas condições o aço suporta as tensões sem

apresentar indícios de ruptura. Porém, na interface tubulação-bainha, a mesma ordem de grandeza

de tensão é observada e este é, essencialmente, o problema das bainhas: as resistências mecânicas

das pastas vistas nos ítens anteriores, mesmo tendo sido incrementadas com a presença do

biopolímero e redução do FAC, ainda são muito inferiores às tensões que ocorrerão na bainha

devido à variação de temperatura. É evidente que não se pode comparar a resistência mecânica

das pastas, obtidas sem confinamento em laboratório, com as tensões atuantes, pois é sabido da

literatura (LEONHARDT e MÖNNIG, 1977; MEHTA e MONTEIRO, 1994; HEWLETT et al

2004) que os materiais possuem maior capacidade de carga quando devidamente confinados,

como é o caso das bainhas dos poços. Mesmo assim, o valor da tensão de origem térmica é uma

ordem de grandeza maior que a resistência à compressão das pastas e duas ordens de grandeza

maior que a resistência à tração das mesmas.

Portanto, pode-se esperar que as pastas de cimento Portland, quando submetidas à

variações térmicas, sofrerão processos de fissuração severos que provocarão vazamentos de óleo,

perda de estabilidade mecânica e isolamento, levando o poço à necessidade de cimentações

secundárias indesejáveis.

160

Como pode ser observado na Figura 52, na interface bainha-formação rochosa não existem

tensões elevadas (poucas trajetórias de tensões), estas são absorvidas pela pasta e pela formação

rochosa sem danos significativos, pois os coeficientes de dilatação térmica, os coeficientes de

Poisson e os módulos de elasticidade destes dois materiais são semelhantes. O problema, porém,

está exatamente na interface entre a bainha com a tubulação, onde existe um gradiente de tensões

elevado (concentração de trajetórias de tensões), ou seja, a alta tensão observada na tubulação

aquecida é transferida para um material que não possui resistência mecânica tão grande (a pasta

de cimento) e mais ainda, o fato da pasta de cimento possuir módulo de elasticidade 8,67 vezes

menor que o aço, provoca uma descontinuidade de deformação neste trecho, levando a interface à

ruptura, pois estes materiais se alongam de forma distinta.

Figura 52. Trecho mostrando concentração de tensão na face interna.

Duas soluções podem melhorar o desempenho deste sistema, mesmo com pastas de

cimento Portland: uma é através do aumento do atrito entre a interface bainha-tubulação de

revestimento por meio do aumento da rugosidade da tubulação de aço; outra é através da

ampliação do espaço entre a tubulação de revestimento e a pasta de cimento Portland por meio de

um material que apresente baixo módulo de elasticidade, alta resistência mecânica e alta

face interna do tubo

face externa da bainha

interface tubo-bainha

interface bainha-formação

161

resiliência, este conjunto de propriedades daria à tubulação de revestimento a liberdade para se

dilatar livremente sem tensionar a pasta de cimento Portland.

Em uma primeira aproximação, uma solução contempla um princípio básico da engenharia

civil que é o aumento do atrito entre as armaduras e o concreto, no sentido de se evitar que

aquelas deslizem no interior deste. A colocação de nervuras na superfície das armaduras

incrementa significativamente o atrito de origem mecânica com o concreto. Portanto, o sistema

bainha-tubulação de revestimento teria seu desempenho melhorado com a inclusão de nervuras na

superfície externa da tubulação de revestimento (Figura 53).

Trecho liso sem nervuras

Formação Bainha

Trecho da tubulação com

nervuras ou recartilhado

Tubulação

Borda da formação rochosa

Trecho liso sem nervuras

Figura 53. Nervuras na tubulação de revestimento.

Observe-se que esta solução só poderia ser avaliada mediante a execução prévia de um

trecho de poço. Esta solução, portanto, passa a ser mais uma sugestão desta pesquisa (ver item

6.6).

O aumento da rugosidade da tubulação melhoraria a aderência com a bainha, isto é óbvio.

No entanto, continuaria o problema do gradiente elevado de tensão nesta interface: a tubulação de

162

revestimento expandirá com ou sem a presença de atrito na interface. Assim, a segunda solução

citada anteriormente contempla esta outra face do problema.

No item 2.9 Adições poliméricas é relatado o caso de um poço localizado nos Estados

Unidos que recebeu poliuretana pura em sua bainha e passou a ser um poço injetor de vapor

d’água. Naquele caso, toda a bainha foi preenchida com poliuretana, material que é pelo menos

200 vezes mais caro que o cimento Portland especial. No poço citado não se declara qual é a sua

profundidade, mas o risco de blowout em uma situação deste tipo é muito elevado, pois o peso da

coluna de pasta de poliuretana (massa específica inferior a 1,0 g/cm³) é inferior à pressão dos

líquidos da formação. Assim, a sugestão que se faz aqui é a de que apenas as cimentações

secundárias e seus diversos tipos devam ser realizados com poliuretana, pois nesta situação o

risco de blowout é bastante reduzido. Sobre o tipo de poliuretana, recomendamos a poliuretana

fabricada em Natal-RN, pela PROQUINOR, que é disponibilizada no comércio na forma de

embalagem bi-componente com um poliol a base de óleo de mamona e um di-isocianato.

É importante perceber que esta solução apresentaria custo baixo, porque o consumo de

poliuretana seria pequeno, correspondendo apenas aos vazios gerados no processo de dilatação da

tubulação de revestimento.

Qual o sentido estrutural desta solução? De acordo com a análise do método dos elementos

finitos, a interface bainha-tubulação de revestimento é a interface mais solicitada por tensões e é

nesta região onde ocorre o maior gradiente de tensão, seja de tração (radial) ou de compressão

(tangencial). A idéia da introdução da poliuretana nesta interface se deve aos seguintes fatos: a

poliuretana apresenta estabilidade térmica até 250ºC (MELO et al, 2003) (Figura 54), baixo

módulo de elasticidade e alto valor do coeficiente de Poisson.

163

100

120

0 100 200 300 400 500

Temperatura [ºC]

Perda de massa [%]

Figura 54. Análise termogravimétrica da poliuretana da PROQUINOR.

Isto significa dizer que este material se deformará sem ruptura quando a tubulação de aço

expandir, absorvendo a energia que seria transferida diretamente para a pasta de cimento Portland.

Com isso, haverá um primeiro momento de absorção de energia na interface tubulação de

revestimento - bainha e as tensões que não puderem ser absorvidas completamente pela

poliuretana serão transferidas para a pasta de cimento. É bom lembrar que, a medida que se afasta

desta interface, as tensões são reduzidas, o que permite que o cimento Portland consiga absorver

energia com uma menor probabilidade de apresentar ruptura e, conseqüentemente, o início do

processo de ruptura.

Quando a pasta é tracionada ocorrerão fissuras na direção radial e a bainha apresentará

vazamento. No caso da compressão, como o material está confinado, sem zona de escape,

ocorrerá um colapso e se observará a redução do volume de pasta endurecida. Isto é possível

devido à porosidade proveniente do excesso de água adicionada ao cimento no ato da cimentação.

No item 4.1.2, foi obtido o valor de 25,35 % como quantidade de água necessária para se hidratar

o cimento Portland especial. Naquele item também se observou que, considerando o fator água-

cimento de 44 %, especificado na norma NBR 9831, haveria um excesso de 18,65 % de água. Ao

sofrer o processo de hidratação, a pasta de cimento elimina este excesso de água para a formação

rochosa porosa e passa a ter a seguinte porosidade (n):

164

- massa específica da água: 1000,00 kg/m³

- massa específica do cimento Portland especial: 3151,54 g/m³

- volume padrão para ensaios: 600,00 cm³

- fator água/cimento: 44 %

- excesso de água: 18,65 %

- massa de cimento Portland especial: 0,792 kg

- massa de água: 0,349 kg

n = 0,1865x0,349x1000,00x100,00/600,00 = 10,85 %

É neste vazio, portanto, que a bainha se acomodará quando for solicitada pelas tensões de

origem térmica.

Um modelo diferente concebido por PHILIPPACOPOULOS e BERNDT (2002),

considerou um sistema composto por duas tubulações concêntricas com uma bainha entre as duas

e outra bainha entre a tubulação externa e a formação rochosa. Neste estudo, o valor máximo da

tensão tangencial obtida, mesmo com diferença de parâmetros e geometrias adotados, é de -

310,00 MPa, que é da mesma ordem de grandeza da tensão máxima tangencial obtida de - 369,00

MPa e da tensão de Von Mises de 309,00 MPa. O estudo destes pesquisadores e também estudos

de THIERCELIN et al (1997 apud PHILIPPACOPOULOS and BERNDT, 2002) e BOSMA et al

(1999 apud PHILIPPACOPOULOS and BERNDT, 2002) mostram a necessidade da indústria do

petróleo de passar a considerar, na avaliação das pastas, aspectos característicos das condições

dos poços (temperatura, pressão, diâmetros das tubulações, diâmetros das bainhas, espessuras das

bainhas, interface bainha-tubulação, interface bainha-formação rochosa, etc), propriedades

mecânicas e geométricas dos materiais envolvidos, tais como módulo de elasticidade, coeficiente

de Poisson, coeficiente de dilatação térmica, coeficiente de mola da formação rochosa, tensões

principais e de Von Mises, etc, e não apenas se limitar à avaliação das propriedades reológicas e

165

mecânicas por meio do ensaio de resistência à compressão. Os resultados desta pesquisa e dos

estudos citados levam à constatação de que os conceitos de pasta endurecida e bainha são

diferentes, pois as tensões que são despertadas em corpos-de-prova com pastas endurecidas são

diferentes das tensões despertadas nas bainhas. Estas diferenças são de ordem de grandeza, tipos

de tensões, direção e sentido das tensões e condições de confinamento dos sistemas estruturais.

Assim, em anexo é proposto um ensaio para verificação do comportamento mecânico de

bainhas submetidas a expansões e contrações. Naquele anexo, é descrito o equipamento e o

procedimento de realização do ensaio de expansão e contração radial de bainha. Desta forma,

pode-se avaliar com mais precisão as condições reais da bainha e a qualidade das pastas

cimentadas.

166

4.4 Comportamento reológico

4.4.1 Modelo de Bingham, de potência e de Herschel-Bulkley

Em todas as pastas, observou-se que o modelo reológico de Herschel-Bulkley se ajustou

melhor às curvas do que o modelo de Potência, e que este se ajustou melhor que o modelo de

Bingham. Isto pode ser observado por meio dos coeficientes de correlação calculados para os dois

últimos modelos e constantes da Tabela 55.

167

Tabela 55. Comparação entre os modelos reológicos de Bingham e de Potência.

Pasta

CCB

CCP

ICM

ICN

Ref.

cimento

velho

0,9984

0,9595

0,9470

0,9972

0,9497

0,9401

0,045

0,058

0,049

23,196

27,233

26,972

0,3655

0,3976

0,2974

4,6705

4,7010

4,1879

cimento

velho

0,9988

0,9878

0,9779

0,9989

0,9956

0,9935

0,1843

0,1870

0,2097

46,457

43,741

41,038

0,5387

0,5810

0,6247

4,8300

3,9533

3,0106

cimento

velho

0,9179

0,9345

0,7267

0,9637

0,9576

0,8521

0,2037

0,1834

0,1542

55,700

60,992

75,615

0,5626

0,5329

0,4366

4,8108

5,2100

10,255

cimento

velho

1,0000

0,9991

0,9998

0,9940

0,9958

0,0689

0,0655

0,0614

24,574

23,987

22,355

0,4486

0,4399

0,4455

3,5932

3,4470

3,2957

cimento

velho

0,9980

0,9981

0,9984

0,9989

0,9983

0,9985

0,1004

0,0851

0,0899

33,966

31,593

30,552

0,4673

0,4700

0,4655

4,5732

4,1677

4,1458

Ref.

cimento

novo

0,9791

0,9999

0,9962

0,9944

0,9936

0,0419

0,0427

0,0397

13,403

10,844

11,353

0,4963

0,5295

0,5006

1,5693

1,1844

1,3738

cimento

novo

0,9947

0,9997

0,9943

1,0000

0,9974

1,0000

0,1401

0,1386

0,1341

33,655

36,204

34,928

0,5575

0,5270

0,5376

3,2257

3,9493

3,5877

cimento

novo

0,9944

0,9935

0,9853

0,9991

0,9988

0,9958

0,2472

0,2465

0,2367

27,770

29,303

34,667

0,7364

0,7259

0,6897

1,5561

1,6742

2,1078

cimento

novo

0,9986

0,9998

0,9955

0,9882

0,9976

1,0000

0,0562

0,0644

0,0592

16,559

15,203

14,605

0,4891

0,5515

0,5498

2,1084

1,5243

1,4414

cimento

novo

0,9982

0,9997

0,9895

0,9998

0,9978

0,9988

0,0966

0,0907

0,0847

16,930

20,757

19,428

0,6286

0,5590

0,5746

1,3036

2,0281

1,7316

168

Os valores dos índices de comportamento inferiores à unidade indicam que as pastas

possuem caráter pseudoplástico e não dilatante. Isto significa dizer que o aumento da taxa de

deformação reduz a viscosidade e, consequentemente, facilita o bombeio das pastas no ato da

cimentação.

De um modo geral, pode-se perceber que os coeficientes de correlação estão muito

próximos da unidade, mostrando coerência nos modelos.

Em todas as pastas observou-se, também, aumento da leitura descendente em relação à

leitura ascendente do viscosímetro de eixos coaxiais. Isto significa dizer que as pastas apresentam

tendência de geleificação em detrimento da tendência de sedimentação. Por isso, não houve a

necessidade de se avaliar a sedimentação das pastas por meio do Ensaio de Estabilidade (API

SPEC 10A, 1995), sugere-se apenas que este ensaio seja realizado em pesquisa posterior (ver item

6.3 Ensaio de estabilidade), para confirmação desta hipótese teórica.

O fato das pastas serem pseudoplásticas, dilatantes e com tendência à geleificação,

confirma que os seus comportamentos, em termos de gráfico tensão de deformação e taxa de

deformação devem seguir o modelo de Herschel-Bulkley (NELSON et al, 1990 e NAVARRO,

1997), que apresenta o comportamento do modelo de Potência em seu trecho final e a presença,

no seu trecho inicial, de uma tensão residual equivalente ao limite de escoamento do modelo de

Bingham. Dessa forma, dos três modelos indicados, o mais adequado para descrição do

comportamento das pastas aditivadas com biopolímero é o modelo de Herschel-Bulkley.

4.4.2 Viscosidade plástica e limite de escoamento

Embora a API SPEC 10A (1995) indique a adoção do modelo de potência em detrimento

do modelo de Bingham, para os casos em que a diferença entre os seus coeficientes de correlação

seja inferior a 0,05, a avaliação das pastas foi realizada através do modelo de Bingham, em função

da norma NBR 9831 especificar limites para a viscosidade plástica e o limite de escoamento, que

são os parâmetros deste modelo.

Os mesmos parâmetros estatísticos adotados na análise das propriedades mecânicas foram

adotados aqui. Os resultados de viscosidade plástica são os constantes das tabelas 56 e 57.

169

Tabela 56. Resultados de viscosidade plástica [Pa.s].

Batelada

23 34

FAC baixo FAC alto FAC baixo FAC alto

0,1843 0,0689 0,1401 0,0562

0,2097 0,0614 0,1386 0,0644

Concentração

de biopolímero

baixo

0,1930 0,0627 0,1341 0,0592

0,2037 0,1004 0,2472 0,0966

0,1542 0,0899 0,2465 0,0907

Concentração

de biopolímero

alto

0,1711 0,0801 0,2367 0,0847

Tabela 57. Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para viscosidade plástica.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,01 MSa 0,01 F0

60,46 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,08 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,08 MSc 0,08 F0

592,81 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,01 MSab

0,01 F0

50,02 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

2,66 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,49 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

42,72 4,49 F0

abc 0,05/1/16

Os resultados mostram que a concentração de biopolímero exerce influência no valor da

viscosidade plástica para o intervalo de 2,0 % a 3,0 %. Como o biopolímero atua quelando o

cálcio do cimento Portland, sua maior concentração dificulta a mobilidade das partículas e,

consequentemente, a viscosidade aumenta.

Embora tenha havido mudança nos valores de viscosidade plástica para as duas bateladas,

esta variação não foi significativa ao nível de significância de 95 %. O cimento Portland, neste

caso, mesmo com idades distintas, não provocou mudanças no comportamento reológico com

relação à viscosidade plástica.

Isto pode ter ocorrido por causa da conservação adequada do cimento velho que evitou sua

hidratação precoce (provocada pela umidade relativa do ar), com a conseqüente formação de

170

partículas maiores que poderiam dificultar o escoamento da pasta no viscosímetro e, portanto,

aumentar a viscosidade plástica. No entanto, no início deste relatório, foi relatado que o cimento

velho foi inadequadamente estocado o que implica necessariamente na hidratação precoce. Este

resultado, aparentemente contraditório, reforça a necessidade de se peneirar o cimento Portland na

preparação de amostras para ensaios, pois desta forma, os grãos hidratados são eliminados e a

viscosidade plástica apresenta valores semelhantes aos ensaios realizados com cimento novo.

Observe-se que, embora os resultados de viscosidade plástica sejam semelhantes, não se pode

dizer o mesmo das propriedades mecânicas, pois se o peneiramento elimina grãos grandes, o

material que fica já está parcialmente hidratado e servirá apenas como carga no processo de

hidratação final e não contribuirá com a resistência mecânica final.

Assumindo o papel de lubrificante, a água mostra sua importância no comportamento

reológico das pastas: quanto mais água, menor o valor da viscosidade plástica. A água assume,

assim, uma função limite: se por um lado reduz a viscosidade, o que é bom para o processo de

bombeio, reduz também as propriedades mecânicas, o que é ruim para a durabilidade dos poços,

este resultado leva à necessidade de se buscar um valor de equilíbrio para o fator água-cimento,

que faça as pastas apresentarem boa viscosidade e boas propriedades mecânicas. A sugestão que

se trás aqui é a de que as pastas devam ser aditivadas com dispersantes de 3ª geração (efeito

estéreo, ver item 2.9), que permitem a redução brusca de água sem perda de fluidez e sem o risco

de ocorrência de sedimentação.

Quanto aos valores propriamente ditos de viscosidade plástica, pode-se perceber que

praticamente todos ultrapassaram o valor limite da NBR 9831, que é de 0,055 Pa.s. Embora isto

não seja bom resultado, fica aqui a sugestão de se avaliar as pastas com a introdução de aditivos

específicos.

Observando-se os valores de viscosidade plástica da pasta com FAC de 0,40, 2,0 % de

biopolímero e cimento Portland especial da batelada 34, tem-se uma média de 0,1376 Pa.s. Esta

mesma pasta, ensaiada com 1,0 % de dispersante de 2ª geração, apresentou valores de viscosidade

plástica de 0,059, ou seja, mesmo com um FAC baixo, a viscosidade plástica se mostrou sensível

ao efeito do dispersante, indicando que o biopolímero não bloqueia a ação do mesmo. Este

resultado parcial reforça a necessidade de se reduzir o FAC para se obter melhor propriedade

mecânica e se adotar dispersante de 3ª geração para compensar o provável aumento da

viscosidade.

Os resultados de limite de escoamento estão nas tabelas 58 e 59.

171

Tabela 58. Resultados de limite de escoamento [Pa].

Batelada

23 34

FAC baixo FAC alto FAC baixo FAC alto

46,457 24,574 33,655 16,559

41,038 22,355 36,204 15,203

Concentração

de biopolímero

baixo

39,239 21,651 34,928 14,605

55,700 33,966 27,770 16,930

65,615 30,552 29,303 20,757

Concentração

de biopolímero

alto

60,201 29,679 34,667 19,428

Tabela 59. Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para limite de escoamento.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 254,15 MSa 254,15 F0

30,93 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 1 218,63

MSb 1 218,63

148,30 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 2 370,45

MSc 2 370,45

288,46 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 284,96 MSab

284,96 F0

34,68 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 1,20 MSac

1,20 F0

0,15 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 114,53 MSbc

114,53 F0

13,94 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

116,87 MSabc

116,87 F0

abc

14,22 4,49 F0

abc 0,05/1/16

Neste ensaio percebe-se claramente que os três fatores considerados influenciam o valor

do limite de escoamento (F0 tabelados inferiores aos calculados). Para as pastas preparadas com o

cimento Portland especial da batelada 34, observa-se que os limites de escoamento estão

praticamente enquadrados na especificação da norma NBR 9831, que estipula o intervalo de

14,40 Pa a 33,50 Pa. Dessa forma, mesmo sem a presença de dispersantes os valores praticamente

atendem à norma. Com a indicação da necessidade do uso de dispersante obtida no item anterior,

os valores de limite de escoamento, que ainda estão fora do intervalo da norma, facilmente se

enquadram, em princípio, sem a necessidade de estudo específico para tal.

172

4.5 Água livre ambiente

A quantidade de água que se acumula na superfície (água sobrenadante) de uma pasta de

cimento, após certo tempo, é denominada de água livre e não corresponde ao excesso de água de

mistura, mas a uma parte do mesmo. A quantidade de água necessária para hidratar o cimento

Portland é inferior ao valor do fator água/cimento comumente empregado pelas normas e pela

prática da cimentação de poços de petróleo. Esta diferença corresponde em parte à água livre e é

prejudicial às propriedades mecânicas, por alterar a homogeneidade da pasta e aumentar a

quantidade prevista de pasta a ser bombeada. Observe-se que quanto mais água livre for formada,

mais pasta deverá ser preparada e bombeada para que haja compensação do volume de água que

será perdido para a formação. Esta água, que não corresponde à água perdida para a formação

rochosa, como será visto adiante no item 5.6 Perda de filtrado, é gerada a partir da segregação das

partículas densas do cimento (massa específica de 3151,54 kg/m³) acompanhada pela ascensão

das moléculas de água que estão livres para se movimentar devido ao excesso de água de mistura.

Os resultados do ensaio de água livre realizados para os dez tipos de pastas são mostrados

na Tabela 60.

Tabela 60. Resultados de água livre [ml].

173

Batelada

23 34

FAC baixo FAC alto FAC baixo FAC alto

1,0 3,2 0,0 1,4

1,1 3,0 0,1 1,4

Concentração

de biopolímero

baixo

1,0 3,2 0,1 1,3

1,6 2,6 0,5 1,2

1,4 2,6 0,0 1,3

Concentração

de biopolímero

alto

1,6 2,9 0,2 1,3

Pasta 1: 3,2 ml, 3,5 ml e 3,5 ml; Pasta 6: 1,4 ml, 1,6 ml e 1,4 ml.

Da tabela 60 pode-se apreender que o efeito a, ou seja, a variação da concentração de

biopolímero, não exerce influência na formação de água livre das pastas de cimento analisadas no

intervalo de 2,0 % a 3,0 %. No entanto, os outros dois efeitos exercem influência significativa,

pois os F0 tabelados foram inferiores aos calculados. Da mesma forma a interação dos efeitos ac,

bc e abc exercem influência sobre a formação de água livre.

Era de se esperar que o fator água/cimento exercesse influência sobre a formação de água

livre, pois o excesso de água de mistura permite que os processos de exsudação, formação de água

sobrenadante e sedimentação ocorram com mais intensidade. Em tal condição existe mais água

livre para se deslocar e se dirigir para a parte superior da amostra em função da força da gravidade

que arrasta as partículas de cimento para baixo. É nesta situação que os flocos das partículas de

cimento têm mais facilidade de sedimentar, pois o meio está menos viscoso devido ao excesso de

água.

Além disso, pode-se afirmar que, ao nível de significância de 95 %, o estado da batelada

exerce efeito prejudicial neste ensaio e, conseqüentemente, é de se esperar que os ensaios de perda

de filtrado sejam prejudicados com a adoção de bateladas de idade avançada.

As bateladas 23 e 34 tinham, respectivamente, 6 meses e 18 meses. É consenso universal

que os cimentos Portland não devem ser utilizados quando velhos, pois sua hidratação ocorre

mesmo com pequenas quantidades de água, como é o caso da água contida na umidade relativa do

ar. Portanto, não seria exagero recomendar a adoção de cimentos apenas e imediatamente após

sua fabricação. No entanto, mesmo na condição de idade avançada, os valores obtidos de

174

formação de água livre não excederam os prescritos pela norma NBR 9827, ou seja, pode-se

dispor de tais cimentos desde que não apresentem excesso em tais propriedades.

Embora não tenha sido avaliado aqui, pode-se afirmar que, de acordo com os dados

disponíveis, a idade de 18 meses é um valor limite para a aceitação de cimentos Portland especial

com relação à formação de água livre. No entanto, por precaução, indica-se, aqui, que este limite

deva se estabelecer em 6 meses, conforme será mais bem avaliado nos ítens referentes às

propriedades mecânicas, pois o efeito mais importante da hidratação precoce do cimento Portland

relaciona-se a estas propriedades. Elas é que vão determinar o comportamento das bainhas e não a

formação de água livre, que apenas indica uma condição da pasta no ato dos seus preparo e

lançamento.

A Tabela 61 apresenta o cálculo dos parâmetros estatísticos do método dos efeitos fixos.

Tabela 61. Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para água livre.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,01 MSa 0,01 F0

0,40 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 11,21 MSb 11,21 F0

672,40 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 11,76 MSc 11,76 F0

705,60 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,54 MSac

0,54 F0

32,40 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,33 MSbc

0,33 F0

19,60 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,17 MSabc

0,17 F0

abc

10,00 4,49 F0

abc 0,05/1/16

Assim, pode-se resumir a influência dos três efeitos na formação de água livre da seguinte

forma: a variação da concentração de biopolímero de 2,0 % até 3,0 % não influencia

significativamente a formação de água livre ao nível de significância de 95 %. Neste caso, isto é

bom, pois a etapa de formulação das pastas não precisa se preocupar com este dado; a batelada

influencia significativamente a formação de água livre ao nível de significância de 95 %. Este

resultado indica que os cimentos devem sempre ser empregados com idades baixas e o fator

água/cimento influencia significativamente a formação de água livre ao nível de significância de

95 %.

175

Quanto mais água disponível, mais mobilidade da mesma e formação de água livre. Este

resultado sugere diretamente que o fator água/cimento deve ser sempre pequeno, tendendo ao

valor limite de 25,35 % (conforme encontrado no item 4.1.2). É evidente que as propriedades de

viscosidade não permitem que este valor seja atingido, mas quanto menor for este valor, melhores

serão as propriedades mecânicas da pasta endurecida e melhor o comportamento mecânico da

bainha.

4.6 Volume de filtrado

Existe uma forte correlação entre o ensaio de perda de filtrado e a natureza da formação

rochosa. É evidente que quanto mais permeável for a formação rochosa, mais água será perdida,

no entanto, este ensaio não consegue avaliar de forma precisa o mecanismo físico hidrostático que

ocorre nos anulares dos poços, pois o filtro utilizado no ensaio é único (abertura padrão)

independente da permeabilidade da formação rochosa. Observe-se que a perda de água para a

formação rochosa por parte da pasta é benéfica até certo ponto, pois o excesso de água, prejudicial

às propriedades mecânicas, é eliminado. No ensaio, deseja-se que a água de mistura não seja

perdida, limitando-se seu valor máximo. O ensaio deveria, entretanto, limitar a perda

superiormente e inferiormente.

O volume interno da célula do ensaio de perda de filtrado é de 154,43 cm³ (diâmetro

interno 53,00 mm e altura de 70,00 mm). Para uma pasta padrão de cimento Portland especial e

FAC de 44 %, tem-se um volume de água de 89,83 cm³. Este volume corresponde a 25,35 %

(primeira partição do FAC) de água necessária para a hidratação do cimento Portland especial e

18,65 % (segunda partição do FAC) de água adicional reservada para se atingir satisfatoriamente

as propriedades reológicas. Embora não seja limitado por norma em um único número, a perda de

filtrado, para os poços da região da bacia potiguar, é limitada entre 80,00 cm³ e 100,00 cm³, ou

seja, admite-se que a pasta possa perder para a formação até 90,00 cm³ em média de água. O

problema é que a pasta possui apenas 89,83 cm³.

Para a pasta de referência (pasta 6), a perda de filtrado obtida foi de 1145,00 cm³/30 min,

valor bastante superior à média de 80,00 cm³. Isto indica que o cimento Portland especial sempre

precisará de aditivo controlador de filtrado.

As tabelas 62 e 63 contêm os resultados de perda de filtrado.

176

Tabela 62. Resultados de perda de filtrado [ml/30 min]

Batelada

23 34

FAC baixo FAC alto FAC baixo FAC alto

- - 57,80 (25,5) 1130,61 (49,5)

- - 55,48 (24,5) 1080,40 (47,3)

Concentração

de biopolímero

baixo

- - 60,82 (26,8) 1007,27 (44,1)

- - 54,55 (23,2) 1160,69 (49,7)

- - 51,80 (22,0) 1057,94 (45,3)

Concentração

de biopolímero

alto

- - 49,50 (21,0) 1113,99 (47,7)

Pasta 6 ref: 1145,00 ml/30 min (48,5 ml)

Obs.: para as pastas 7 e 8 foi necessária a inclusão de 2,00 g de dispersante devido à maior

viscosidade das mesmas.

Os valores entre parênteses da Tabela 62 correspondem ao volume de água perdido pela

pasta antes dos 30 minutos previstos em norma (API SPEC 10A, 1995). Este valor é extrapolado

por meio de uma fórmula empírica prescrita pela norma, que leva a valores de perda de filtrado

artificiais e distantes da realidade.

A Tabela 63 contém o resumo dos parâmetros estatísticos.

177

Tabela 63. Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para perda de filtrado.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 3 225 018,24

MSa 3 225 018,24

1 982,43

5,32 F0

a 0,05/1/16

SSb 769,44 MSb 769,44 F0

0,47 5,32 F0

b 0,05/1/16

SSc - MSc - F0

- - F0

c 0,05/1/16

SSab 1 465,01 MSab

1 465,01 F0

0,90 5,32 F0

ab 0,05/1/16

SSac - MSac

- F0

- - F0

ac 0,05/1/16

SSbc - MSbc

- F0

- - F0

bc 0,05/1/16

SSabc

- MSabc

- F0

abc

- - F0

abc 0,05/1/16

A presença do biopolímero mostra claramente que, mesmo para FAC alto, a perda de

filtrado foi reduzida em relação à pasta pura (pasta 6).

Para os ensaios de perda de filtrado, apenas o FAC mostrou-se capaz de provocar

alterações nos resultados, pois a concentração de biopolímero não provocou nenhuma variação ao

nível de significância de 95,00 %.

De um modo geral os valores se enquadram nos limites estabelecidos pelas normas da

API, mas ficam aqui duas sugestões: a norma deve rever a forma de extrapolação do valor de

perda de filtrado e deve estabelecer um limite inferior para este valor, pois perda de filtrado nula

implica em excesso de água na pasta e, consequentemente, redução de propriedades mecânicas

(ver item 4.3), é importante que as pastas preparadas com cimento Portland especial mantenham

um mínimo de 25,35 % de água, que é a quantidade necessária para sua completa hidratação.

4.7 Tempo de espessamento

Os ensaios de tempo de espessamento foram realizados apenas para a batelada 34. Pode-se

dizer, em princípio, que os tempos de espessamento das pastas que seriam preparadas com o

cimento Portland especial da batelada 23 seriam superiores aos da batelada 34, pois já havia certo

grau de hidratação daquele cimento em relação a este. De qualquer forma, os resultados que até

aqui foram apresentados, levam à conclusão parcial de que o cimento Portland especial da

batelada 23, ou seja, cimento com 18 meses na data dos ensaios realizados, não é adequado para a

178

cimentação de poços petrolíferos, por apresentar propriedades inadequadas e distantes dos valores

especificados pelas normas.

As curvas de tempo de espessamento e consistência estão representadas na Figura 55.

Figura 55. Curvas de tempo de espessamento e consistência das pastas.

Uma das principais características das curvas do ensaio de tempo de espessamento é a

elevação rápida da consistência após 75 % do tempo de espessamento. De acordo com este

120

150

180

210

240

270

300

330

100

Consistência

[

]

Tempo [min]

Pasta 1

Pasta 2

Pasta 3

Pasta 4

Pasta 5

179

critério, que não consta de norma, pode-se avaliar que as pastas apresentaram este

comportamento, com exceção da pasta 3, que apresentou consistência elevada a partir de 50 Uc.

O cimento Portland especial apresentou um distanciamento significativo do intervalo de

tempo de espessamento estabelecido pela norma NBR 9831, que é de 90 min a 120 min. A

presença do biopolímero provocou a redução do tempo de espessamento das pastas para valores

mais próximos deste intervalo. A adoção de aditivo para a redução do tempo de espessamento é

necessária para que as pastas apresentem comportamento satisfatório no ato da cimentação.

Nas tabelas 64 e 65 estão os resultados do ensaio de tempo de espessamento e análise

estatística.

Tabela 64. Resultados de tempo de espessamento (100 Uc) [min].

Batelada

23 34

FAC baixo FAC alto FAC baixo FAC alto

- - 222 254

- - 200 250

Concentração

de biopolímero

baixo

- - 175 237

- - 153 246

- - 148 236

Concentração

de biopolímero

alto

- - 141 231

Obs.: para as pastas 2 e 3 foram necessários a inclusão de 2,00 g de dispersante e 2,00 g de

controlador de filtrado, devido à maior viscosidade das mesmas.

180

Tabela 65. Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para tempo de espessamento.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 2 790,75

MSa 2 790,75

15,36 5,32 F0

a 0,05/1/16

SSb 14 352,08

MSb 14 352,08

79,00 5,32 F0

b 0,05/1/16

SSc - MSc - F0

- - F0

c 0,05/1/16

SSab 1 344,08

MSab

1 344,08

7,40 5,32 F0

ab 0,05/1/16

SSac - MSac

- F0

- - F0

ac 0,05/1/16

SSbc - MSbc

- F0

- - F0

bc 0,05/1/16

SSabc

- MSabc

- F0

abc

- - F0

abc 0,05/1/16

A análise destas duas tabelas revela claramente que o FAC e a concentração de

biopolímero influenciam significativamente o tempo de espessamento ao nível de significância de

95 %. O biopolímero funciona quelando o cálcio, portanto, quanto mais biopolímero, mais

imobilizados ficarão os íons de cálcio e mais rápida será a pega do cimento; por outro lado,

quanto mais água, mais liberdade o cimento terá para se deslocar e evitar que a hidratação ocorra.

Nas Tabelas 66 e 67 estão os resultados de tempo de bombeabilidade.

Tabela 66. Resultados de tempo de bombeabilidade (50 Uc) [min].

Batelada

23 34

FAC baixo FAC alto FAC baixo FAC alto

- - 132 212

- - 135 215

Concentração

de biopolímero

baixo

- - 129 198

- - 78 166

- - 83 170

Concentração

de biopolímero

alto

- - 83 172

Tabela 67. Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para tempo de bombeabilidade.

181

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 20 254,08

MSa 20 254,08

743,27 5,32 F0

a 0,05/1/8

SSb 6 030,08

MSb 6 030,08

221,29 5,32 F0

b 0,05/1/8

SSc - MSc - F0

- - F0

c 0,05/1/8

SSab 102,08 MSab

102,08 F0

3,75 5,32 F0

ab 0,05/1/8

SSac - MSac

- F0

- - F0

ac 0,05/1/8

SSbc - MSbc

- F0

- - F0

bc 0,05/1/8

SSabc

- MSabc

- F0

abc

- - F0

abc 0,05/1/8

A análise estatística também revela a influência da concentração de biopolímero e FAC

nos valores do tempo de bombeabilidade. Observe-se que estes fatores influenciaram o tempo de

bombeabilidade da mesma forma que influenciaram o tempo de espessamento, ou seja, a maior

quantidade de água aumenta este tempo, enquanto que a maior quantidade de biopolímero o

reduz. Para o tempo de bombeabilidade não se tem norma específica, mas se pode perceber que a

bombeabilidade se mantém até aproximadamente 75 % do tempo de espessamento, o que é

interessante do ponto de vista prático.

Nas tabelas 68 e 69 estão os resultados de consistência inicial máxima.

Tabela 68. Resultados de consistência inicial máxima (15 min a 30 min) [Uc].

Batelada

23 34

FAC baixo FAC alto FAC baixo FAC alto

- - 29 15

- - 32 14

Concentração

de biopolímero

baixo

- - 32 15

- - 39 33

- - 42 34

Concentração

de biopolímero

alto

- - 38 32

Tabela 69. Resumo dos parâmetros estatísticos para a consistência inicial máxima [Uc].

182

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 396,75 MSa 396,75 F0

183,12 5,32 F0

a 0,05/1/8

SSb 546,75 MSb 546,75 F0

252,35 5,32 F0

b 0,05/1/8

SSc - MSc - F0

- - F0

c 0,05/1/8

SSab 70,08 MSab

70,08 F0

32,35 5,32 F0

ab 0,05/1/8

SSac - MSac

- F0

- - F0

ac 0,05/1/8

SSbc - MSbc

- F0

- - F0

bc 0,05/1/8

SSabc

- MSabc

- F0

abc

- - F0

abc 0,05/1/8

Da mesma forma que os tempos de bombeabilidade e de espessamento, a consistência

inicial máxima foi afetada pela variação do FAC e da concentração de biopolímero. Aumentando-

se o FAC, a consistência inicial máxima diminui, pois existe mais lubrificante facilitando a

movimentação do cimento Portland especial. Aumentando-se a concentração de biopolímero,

reduz-se a consistência inicial máxima.

O dado interessante é que os valores de consistência inicial máxima não ultrapassaram o

limite prático de 40 Uc (com exceção de um valor isolado) e permaneceram muito próximos do

limite normalizado de 30 Uc, dispensando, em termos práticos, a adoção de aditivos para a este

tipo de correção.

4.8 Correlações

Uma das vantagens da pesquisa científica é a possibilidade de se correlacionar grandezas

distintas encontrando leis de correlação que, mesmo sendo empíricas, facilitam, em

procedimentos práticos, a obtenção de resultados de forma mais simples, rápida e direta. Os ítens

seguintes têm este objetivo, ou seja, permitir a estimação de parâmetros que são obtidos através

de ensaios mais complexos, a partir da realização de ensaios mais simples e rápidos.

4.8.1 Resistência à compressão e à tração

183

É comum a procura pela correlação entre a resistência à tração e à compressão de artefatos

preparados com cimento Portland, devido à dificuldade de se realizar o ensaio de tração deste

material. A correlação obtida, aqui, auxilia esta procura por meio de uma equação de potência.

Nos ensaios de compressão foram adotados corpos-de-prova cúbicos, enquanto que os de

tração foram cilíndricos. A teoria da elasticidade mostra que a forma do corpo-de-prova influencia

no resultado, assim, é conhecido da literatura (MEHTA e MONTEIRO, 1994) que a resistência à

compressão de corpos-de-prova cilíndricos é aproximadamente 25 % maior que a de cúbicos, isso

porque os cantos e arestas do cubo favorecem à concentração de tensão que antecipa a ruptura. No

entanto, como os ensaios em questão não são da mesma natureza (tração e compressão) a

correlação entre as duas grandezas pode ser feita sem preocupações com a forma do corpo-de-

prova.

Os resultados de todas as pastas podem ser vistos na Figura 56. Nela, pode-se observar a

boa correlação obtida através do coeficiente de correlação de 0,9681, mesmo estando presentes

pastas com composições diferentes. Existe semelhança entre a equação obtida e as equações

constantes da tabela 12 do item 2.10, principalmente as equações que seguem o modelo de

potência, como é o caso das equações de Carneiro e Barcellos (1953), Akazawa (1953) e

Oluokum (1991).

184

y = 0,2003x

0,8075

= 0,9681

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0 35,0 40,0

Resistência à compressão [MPa]

Resistência à tração [MPa]

Figura 56. Correlação resistência à tração e à compressão das pastas.

4.8.2 Módulo de elasticidade na compressão e na tração

Não foi encontrado na literatura correlação entre estes dois parâmetros, mas a equação de

potência continua representando de forma mais fidedigna o comportamento da curva por meio do

maior valor do coeficiente de correlação, assim como no caso das resistências à compressão e à

tração.

Pelos resultados obtidos (Figura 57), a forma de reação das pastas diante de tensões de

tração é aproximadamente 2,87 vezes maior em relação à tensões de compressão, ou seja, as

pastas são mais rígidas quando tracionadas.

Esta interessante constatação leva a uma outra preocupante: pastas de cimento Portland

não são adequadas para trabalharem à tração, pois elas são muito rígidas e possuem resistência à

compressão baixa. Como as bainhas sofrem tensões de tração de ordem de grandeza alta, os

processos de fissuração são inevitáveis, mais ainda, materiais cerâmicos com resistência à tração

baixa, como é o caso do cimento Portland endurecido, não são adequados para aplicação na

cimentação de poços de petróleo.

185

y = 2,8747x

1,2565

= 0,9351

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

0,0 0,3 0,5 0,8 1,0 1,3 1,5 1,8 2,0

Módulo de elasticidade na compressão [GPa]

Módulo de elasticidade na tração [GPa]

Figura 57. Correlação módulo de elasticidade na tração e na compressão das pastas.

4.8.3 Resiliência na compressão e na tração

Embora o maior coeficiente de correlação obtido tenha se referido a uma equação de

potência (0,9351). Adotou-se, aqui, uma correlação com a curva logarítmica, em função da pouca

precisão dos dados correspondentes às primeiras idades da pasta de cimento. A diferença,

entretanto, encontra-se na relação entre os dois parâmetros, enquanto o módulo de elasticidade na

tração é maior que na compressão, a resiliência à tração é inferior à compressão, como é

observado na Figura 58 e também nos resultados de resistência. Isso justifica, inclusive, o menor

módulo de elasticidade na compressão através da maior absorção de energia antes da ruptura.

Assim como no caso do módulo de elasticidade não se encontrou na literatura correlação

entre a resiliência na tração e na compressão.

186

y = 0,561 ln(x) - 0,0424

= 0,8716

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0 35,0 40,0

Resiliência na compressão [J]

Resiliência na tração [J]

Figura 58. Correlação resiliência na tração e na compressão das pastas.

4.9 Avaliação de fases formadas por difração de raios X

Para a análise por difração de raios X foram escolhidos quatro materiais:

- clínquer do cimento Portland especial (Figura 59);

- cimento Portland especial (Figura 60);

- pasta 6 de referência com 28 dias de cura (Figura 61) e

- pasta 9 com FAC e concentração de biopolímero altos com 28 dias de cura (Figura 62).

As tabelas 70 a 73 contém os ângulos de difração dos compostos correspondentes aos

maiores picos de intensidade em unidades aleatórias (U. A.).

187

As varreduras realizadas foram iniciadas a partir do ângulo de 10,00º, esta adoção não se

mostrou a mais adequada porque a revisão da literatura posterior mostrou que o C-S-H tipo I

apresenta um pico de difração principal a 7,07º, o que prejudicou em parte a identificação deste

tipo de composto. No entanto, a seqüência de intensidade de picos obtida mostra que o C-S-H do

cimento Portland endurecido é do tipo II, mesmo sem a varredura atingir o ângulo de 7,07º.

Em todos os difratogramas ocorreram distorções na segunda casa decimal dos ângulos em

graus (2 θ) e, em alguns casos, na primeira casa decimal.

No caso das pastas endurecidas isto pode ser atribuído ao fato do ensaio de difração ter

ocorrido após os ensaios de ruptura, onde a formação de C-S-H é mais intensa, conferindo um

caráter mais amorfo à pasta, o que pode ter criado a distorção das redes cristalinas.

A identificação do C

A com rede cúbica (Figura 59 e Tabela 70) era um valor desejado,

pois o procedimento de TAYLOR (2003), item 2.4 foi realizado com a suposição de que o C

fosse cúbico, o que foi confirmado pela difração.

Clínquer

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

5 15 25 35 45 55 65 75 85 95

2 Theta [º]

U. A.

Figura 59. Difratograma do clínquer.

CaO

MgO

188

Tabela 70. Ângulos de difração do clínquer [2 θ].

S laboratório 32,18; 32,52; 34,34 e 29,38

S tipo M1 (NISTIR) 32,22; 34,36; 32,61 e 29,37

S tipo M3 (NISTIR) 34,41; 32,26; 29,51 e 32,56

S tipo T1 (NISTIR) 32,07; 34,29; 41,15 e 32,33

S tipo M3 (Taylor) 32,22; 32,62; 34,37 e 29,44

S tipo T1 (Taylor) 31,95; 32,67; 32,23 e 32,50

S laboratório 32,18; 32,52; 41,24 e 33,26

S (Taylor) 32,04; 32,66; 32,22 e 34,29

ββ

β-C

S (NISTIR)

32,14; 32,05; 32,59 e 41,21

α-C

S (NISTIR)

33,03; 31,80; 46,54 e 40,53

α’-C

S (NISTIR)

32,57; 33,28; 41,27 e 19,07

γ-C

S (NISTIR)

32,79; 29,64; 32,53 e 47,61

A laboratório 33,26; 59,34 e 47,68

A cúbico (Taylor) 33,26; 59,44; 47,74 e 21,82

A ortorrômbico (Taylor) 33,27; 47,35; 32,93 e 33,04

A cúbico (NISTIR) 33,17; 47,63; 59,27 e 21,76

AF laboratório 33,88; 33,64 e 32,44

AF (Taylor) 33,84; 47,37; 33,64 e 32,35

AF (NISTIR) 33,88; 12,20; 50,23 e 33,50

A semelhança entre os difratogramas do clínquer e do cimento Portland especial mostra a

similaridade destes compostos revelando apenas a presença do sulfato de cálcio neste último, que

corresponde aos picos de 25,44º e de 38,68º (Figura 60 e Tabela 71).

189

Cimento Portland especial

100

150

200

250

300

350

400

450

5 15 25 35 45 55 65 75 85 95

2 Theta [º]

U. A.

Figura 60. Difratograma do cimento Portland especial.

CaSO

CaO

MgO

190

Tabela 71. Ângulos de difração do cimento Portland especial [2 θ].

S laboratório 32,14; 32,52; 34,30 e 29,36

S tipo M1 (NISTIR) 32,22; 34,36; 32,61 e 29,37

S tipo M3 (NISTIR) 34,41; 32,26; 29,51 e 32,56

S tipo T1 (NISTIR) 32,07; 34,29; 41,15 e 32,33

S tipo M3 (Taylor) 32,22; 32,62; 34,37 e 29,44

S tipo T1 (Taylor) 31,95; 32,67; 32,23 e 32,50

S laboratório 32,14; 32,60; 33,22 e 34,30

S (Taylor) 32,04; 32,66; 32,22 e 34,29

β-C

S (NISTIR)

32,14; 32,05; 32,59 e 41,21

α-C

S (NISTIR)

33,03; 31,80; 46,54 e 40,53

α’-C

S (NISTIR)

32,57; 33,28; 41,27 e 19,07

γ-C

S (NISTIR)

32,79; 29,64; 32,53 e 47,61

A laboratório 33,22; 59,46; 47,70 e 21,82

A cúbico (Taylor) 33,26; 59,44; 47,74 e 21,82

A ortorrômbico (Taylor) 33,27; 47,35; 32,93 e 33,04

A cúbico (NISTIR) 33,17; 47,63; 59,27 e 21,76

AF laboratório 33,84; 47,36 e 33,62

AF (Taylor) 33,84; 47,37; 33,64 e 32,35

AF (NISTIR) 33,88; 12,20; 50,23 e 33,50

Gesso (CaSO

) laboratório 25,44; 31,36; 38,68 e 40,82

Gesso (NISTIR) 25,44; 31,37; 38,64 e 40,82

Gesso (Smith) 20,76; 11,66; 29,17 e 33,40

CaO livre laboratório 26,60; 29,82; 39,46 e 47,64

CaO livre (Marti, Tebar) 26,77; 29,78; 39,52 e 47,61

A hidratação dos quatro compostos básicos do cimento Portland pode ser visualizada nos

difratogramas das figuras 61 e 62 (tabelas 72 e 73). Nelas, pode-se perceber a presença do C-S-H,

191

do hidróxido de cálcio e da cal livre. Outros picos são observados e correspondem a frações de

menor importância, como é o caso do periclásio (42,91º).

Um fato interessante pode ser obtido a partir da comparação dos difratogramas das figuras

59 e 60: a intensidade dos picos é sensivelmente diferente. Enquanto o hidróxido de cálcio atinge

870 U. A. na pasta 6 de referência, o mesmo composto só atinge 560 U. A. no caso da pasta 9 que

contém biopolímero. Isto pode estar acontecendo pelo fato do biopolímero ter formado redes na

porosidade do cimento Portland hidratado e estar tensionando a rede cristalina do hidróxido de

cálcio, reduzindo a intensidade dos picos. Este fato é interessante porque evidencia a presença de

uma rede polimérica e a prisão dos íons cálcio no biopolímero.

Pasta 6

(Ref.)

100

200

300

400

500

600

700

800

900

10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

2 Theta [º]

U. A.

Figura 61. Difratograma da pasta 6 de ref.

CaO

MgO

192

Tabela 72. Ângulos de difração da pasta 6 de referência [2 θ].

HC, portlandita laboratório 34,10; 18,06; 47,12 e 50,82

HC (NISTIR) 34,09; 18,09; 47,12 e 50,79

C-S-H laboratório 28,58; 29,08; 29,36; 30,42 e 31,58

C-S-H I (TAYLOR) 7,07; 29,38; 31,96 e 49,25

C-S-H II (TAYLOR) 28,61; 29,09; 31,61 e 30,40

Pasta 9

100

200

300

400

500

600

700

800

900

10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

2 Theta [º]

U. A.

Figura 62. Difratograma da pasta 9.

Tabela 73. Ângulos de difração da pasta 9 [2 θ].

HC, portlandita laboratório 34,14; 18,06; 47,12 e 50,82

HC (NISTIR) 34,09; 18,09; 47,12 e 50,79

C-S-H laboratório 28,62; 29,42; 30,40; 31,92

C-S-H I (TAYLOR) 7,07; 29,38; 31,96 e 49,25

C-S-H II (TAYLOR) 28,61; 29,09; 31,61 e 30,40

CaO

MgO

193

4.10 Morfologia das pastas endurecidas através de microscopia eletrônica de

varredura

As fases formadas no processo de hidratação do cimento Portland encontram-se nas

figuras 63 a 72 e correspondem às pastas 6 de ref. e 9 que apresenta FAC alto e concentração alta

de biopolímero.

Nas figura 63 e 64, observa-se, em primeiro plano, um cristal de hidróxido de cálcio na

forma de placa hexagonal, semelhante à sua forma cristalina. Não foi observada a presença da

etringita, devido à idade de cura das pastas (28 dias após a ruptura).

Figura 63. MEV da pasta 6 de ref. sem a presença de biopolímero (elétrons secundários).

194

Figura 64. MEV da pasta 6 de ref. sem a presença de biopolímero (elétrons retro-espalhados).

O C-S-H tipo II identificado na difração de raios X pode ser visto nas figuras 65 e 66, pois

eles apresentam superfícies amorfas com porosidade, em detrimento de crescimento de pseudo-

cristais em forma de flor, típicos de C-S-H tipo I. A ocorrência do C-S-H tipo II que tem rede

cristalina muito semelhante à jenita, também foi observada em cimentos para poço de petróleo

analisados por TAYLOR (2003). Isto se deve provavelmente à maior concentração da soma do

S e C

S em detrimento da presença do C

A no cimento Portland especial e nos cimentos para

poços de petróleo.

195

Figura 65. MEV da pasta 6 (elétrons secundários).

Figura 66. MEV da pasta 6 (elétrons retro-espalhados).

Nas figuras 67 e 68 pode-se observar a presença do biopolímero ao lado dos grãos de C-S-

H II (setas). O modo de elétrons retro-espalhados evidencia este fato por meio da presença de

áreas escuras próximas às setas, o que é explicado pelos baixos pesos atômicos dos elementos

químicos do biopolímero e dos polímeros de um modo geral.

196

Figura 67. MEV da pasta 9 evidenciando a presença de biopolímero (elétrons secundários).

Figura 68. MEV da pasta 9 evidenciando a presença de biopolímero (elétrons retro-espalhados).

A seqüência de imagens contidas nas figuras 69 e 70 mostra um dos efeitos do

biopolímero no cimento Portland endurecido. Nelas, pode-se ver nitidamente que a superfície

apresenta pontes de ligação, que são os mecanismos responsáveis pelo impedimento do

prosseguimento das trincas, o que justifica, inclusive, o fato da resiliência das pastas aditivadas

com biopolímero ser maior.

197

Figura 69. MEV da pasta 9, pontes de ligação na fratura (elétrons secundários).

Figura 70. MEV da pasta 9, pontes de ligação na fratura (elétrons retro-espalhados).

Além disso, a presença do biopolímero não se restringe apenas aos trechos onde houve

ruptura, nas figuras 71 e 72 pode-se perceber a presença do biopolímero em várias partes

envolvendo o C-S-H II. No modo de elétrons retro-espalhados, o microscópio eletrônico revela

áreas escuras correspondentes ao biopolímero em toda a figura e distribuída de forma uniforme.

Este fato confirma a hipótese original da pesquisa de que o biopolímero prende os íons cálcio

198

favorecendo a formação do C-S-H II, que é o composto fundamental responsável pelas boas

propriedades mecânicas do cimento Portland.

Figura 71. MEV da pasta 9, envolvimento do C-S-H II (elétrons secundários).

Figura 72. MEV da pasta 9, envolvimento do C-S-H II (elétrons retro-espalhados).

199

5 CONCLUSÕES

Em função de cada grupo de resultados e de acordo com os objetivos específicos da

pesquisa, formularam-se as seguintes conclusões.

Com relação às propriedades físico-químicas pode-se afirmar que o cálculo da massa

específica do cimento Portland especial pode ser realizado por meio do procedimento de Taylor

ou pelas equações de Bogue, sem se incorrer em erros significativos (1,6 % máximo). O cálculo

das fases C

S, C

A e C

AF do cimento Portland especial deve ser realizado por meio do

procedimento de Taylor em detrimento do emprego das equações de Bogue, devido à significativa

discrepância deste método. O CPE necessita de FAC de 25,35 % para sua completa hidratação. O

biopolímero se mantém estável do ponto de vista térmico até 300ºC e o CPE até 500ºC, ou seja, as

temperaturas do processo de injeção de vapor não danificam o compósito CPE-biopolímero.

Com relação às propriedades mecânicas a pesquisa chegou as seguintes conclusões: dos

efeitos investigados, a redução do FAC é o mais significativo para a obtenção de resistência

mecânica, resiliência e módulo de elasticidade, seja de compressão ou de tração. A presença do

biopolímero aumenta a resistência à compressão, a resiliência na compressão e na tração de pastas

de cimento Portland nas primeiras horas de cura, funcionando como um protetor da bainha, no

momento em que a cimentação tem prosseguimento ou quando o poço é posto para operar com

pouco tempo de cura. Além disso, especificamente para resistência à tração, a adoção do

biopolímero é recomendada para idades superiores a três dias.

A análise por elementos finitos da bainha revela a grande aptidão que o cimento Portland

especial e os Portland de um modo geral tem de absorver energia de tensões de compressão, o que

não se observa com relação à tração. A realização de ensaios de pastas na condição de corpos-de-

prova não-confinados não é adequada para a avaliação das propriedades mecânicas de bainhas

confinadas, pois as tensões de compressão despertadas, devido à variação de temperatura, chegam

a ser uma ordem de grandeza superiores à resistência à compressão das pastas não-confinadas e as

de tração chegam a ser duas ordens de grandeza superiores à resistência à tração das pastas não

confinadas, ou seja, deve haver estudo posterior para se avaliar a correlação entre os ensaios não

confinados e os confinados. Como na interface tubulação-bainha de cimento Portland surgem os

200

maiores valores de tensão é de esperar que é ali onde ocorrerão processos de fissuração intensos,

devidos à significativa diferença de natureza dos materiais envolvidos que são o aço e o cimento

Portland, pois enquanto aquele possui alta resistência mecânica e módulo de elasticidade, o

cimento Portland tem resistência bastante limitada e módulo de elasticidade baixo. Dessa forma,

sugere-se que esta interface tenha sua rugosidade incrementada, como forma de se espaçar mais as

cimentações secundárias.

No tocante às propriedades reológicas, as pastas preparadas com cimento Portland especial

devem ser avaliadas em norma por meio do modelo de Herschel-Bulkley, em detrimento dos

modelos de Potência e de Bingham. O limite de escoamento das pastas com biopolímero

manteve-se dentro das especificações da norma, por outro lado, a viscosidade plástica foi

aumentada, mas ensaios parciais mostraram que a adoção de dispersante de 2ª geração em até 1,0

% corrigiu o problema. A presença do biopolímero reduziu a formação de água livre

significativamente, ao contrário do excesso de FAC que contribui com esta formação. Para o

ensaio de perda de filtrado a presença do biopolímero provocou uma redução deste volume. Os

ensaios de tempo de espessamento mostraram que as pastas com biopolímero apresentaram

elevação rápida da consistência após 75 % do tempo de espessamento, o que representa um

comportamento desejável no ato do bombeio, que houve redução do tempo de espessamento para

patamares mais próximos aos especificados pela norma NBR 9831 e que a consistência inicial

máxima foi mantida abaixo de 40 Uc, que é um valor de campo desejável.

Nos ensaios de difração por raios X e microscopia eletrônica de varredura constata-se que

o cimento Portland especial hidratado apresenta C-S-H do tipo II, típico de cimento classe G. A

difração revela ainda que o cimento Portland especial apresenta C

A com rede cristalina cúbica, o

que justifica o emprego do procedimento de Taylor. A análise das micrografias mostra a presença

de pontes de ligação entre as superfícies fraturadas, promovidas pelo biopolímero e mostra

também a presença de redes poliméricas em torno dos grãos de C-S-H, o que leva à conclusão de

que é o efeito do biopolímero que aumenta a resiliência e a resistência à tração do compósito.

As pastas avaliadas, portanto, mostram que o biopolímero funciona como um aditivo

multifuncional, reduzindo água livre, reduzindo tempo de espessamento, reduzindo perda de

filtrado e incrementando as propriedades mecânicas de um modo geral, o que implica,

201

evidentemente, na redução dos custos relacionados ao emprego de aditivos e custos relacionados à

intervenção nos poços para execução de cimentações secundárias.

A união das conclusões anteriores leva à possibilidade de se escolher pastas com

biopolímero em função do objetivo que se deseja, conforme tabela 74.

Tabela 74. Resultados gerais das pastas preparadas com biopolímero.

Biopolímero FAC Idade do cimento

Propriedade

baixo alto baixo alto baixo alto

Resist. à compressão 1

horas 1 2 3 4 4 3 2 1 0 0 0 0

Resistência à compressão 0 0 0 0 4 3 2 1 4 3 2 1

Resistência à tração 1 2 3 4 4 3 2 1 4 3 2 1

Módulo de elast. compressão 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

Módulo de elasticidade tração 0 0 0 0 2 2 3 3 0 0 0 0

Resiliência na compressão 2 2 3 3 4 3 2 1 0 0 0 0

Resiliência na tração 2 2 3 3 4 3 2 1 0 0 0 0

Viscosidade plástica 4 3 2 1 1 2 3 4 0 0 0 0

Limite de escoamento 0 0 0 0 0 0 0 0 4 3 2 1

Água livre 0 0 0 0 4 3 2 1 4 3 2 1

Perda de filtrado 0 0 0 0 4 3 2 1 - - - -

Tempo de espessamento 1 2 3 4 4 3 2 1 - - - -

Tempo de bombeabilidade 1 2 3 4 4 3 2 1 - - - -

Consistência inicial máxima 3

3 2 2 2 2 3 3

- - - -

Chave: - 4: o efeito tem influência muito significativa

- 3: o efeito tem influência significativa

- 2: o efeito tem influência moderada

- 1: o efeito tem influência discreta

- 0: o efeito não tem influência.

A conclusão final de todos os resultados analisados na tabela 74 leva a algumas

possibilidades de adoção de pasta aditivada com biopolímero. Por exemplo, se for estabelecido

que uma pasta deva ter baixa viscosidade plástica, a pasta adequada seria aquela que tivesse FAC

202

alto e concentração de biopolímero baixa, mas como o critério mais importante, referente à

durabilidade da bainha no anular, é o critério de alta resistência mecânica, a adoção de uma pasta

preparada com cimento novo, concentração de biopolímero de 3,0 % e FAC de 40 % apresentaria

um conjunto melhor de propriedades mecânicas.

Os efeitos considerados levam à conclusão final de que a presença do biopolímero

melhora o desempenho das pastas nas primeiras horas, as bateladas mais antigas de cimento

Portland especial devem ser evitadas e o FAC revela-se como o grande efeito a ser mais

intensamente buscado. Além disso, uma nova visão sobre a avaliação de bainhas de poços deve

ser desenvolvida, considerando a condição confinada que a mesma se encontra na realidade.

Esta pesquisa terminou, de certa forma, em uma bifurcação. Por um lado, tem-se a

possibilidade de se testar pastas aditivadas com biopolímero na cimentação de poços. Por outro,

vislumbra-se a perspectiva de que a avaliação mecânica de pastas endurecidas em função de

ensaios de resistência à compressão não corresponde à realidade que as mesmas serão submetidas

quando bombeadas nos anulares. É preciso que mais propriedades mecânicas sejam avaliadas e o

método dos elementos finitos, como ferramenta, se mostra imprescindível na avaliação das pastas

que serão moldadas na forma de anéis confinados que, por sua vez, são significativamente

diferentes da forma dos corpos-de-prova cúbicos ou cilíndricos não-confinados de laboratório.

203

6 RECOMENDAÇÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

6.1 Classificação das pastas aditivadas com polímero

No item 2.9 Adições poliméricas, sugere-se que as pastas que possuem algum tipo de

polímero, seja nas formas pura, de adição, de impregnação ou alguma combinação, devam ser

classificadas de acordo com os seguintes itens:

a) PP - Pasta Polímero (Polymer Slurry): pasta preparada com 100 % de polímero;

b) PMP - Pasta Modificada com Polímero (Polymer modified slurry): pasta de cimento

Portland com adição de polímero;

c) PIP - Pasta Impregnada com Polímero (Polymer impregnated slurry): pasta de

cimento Portland hidratado posteriormente impregnada com polímero e

d) CPP - Compósito de Pasta Polímero (Polymer Slurry Composite): combinação de

dois ou mais tipos I, II e III.

6.2 Sugestão para a norma NBR 9831

Sabe-se que o C

S é o composto que apresenta maior resistência mecânica individual

quando o cimento Portland se hidrata, sabe-se também que ele precisa de uma quantidade de água

menor para se hidratar.

A norma NBR 9831 estabelece limite inferior para o C

S para que os compostos C

AF e

A não sejam abundantes, pois suas propriedades mecânicas são inferiores. Tal norma também

deveria estabelecer um limite inferior para o C

S, como forma de garantir com mais eficiência o

aumento das propriedades mecânicas e da durabilidade das pastas.

Evidentemente o estabelecimento deste novo patamar deverá ser seguido da realização de

pesquisas que calibrem o cimento Portland para cimentação de poços, de tal forma que os

204

fornecedores passem a controlar não só os teores máximos de C

A, mas os teores mínimos de

6.3 Ensaio de estabilidade

Em função dos resultados de índice de comportamento das pastas obtidos nos ensaios

reológicos, que indicaram tendência de geleificação e não de sedimentação das pastas, o ensaio de

estabilidade não foi realizado ficando aqui, portanto, a sugestão de que tais ensaios sejam

realizados posteriormente.

A sedimentação ocorre geralmente quando as partículas do cimento Portland sofrem a

ação da gravidade, deslocando materiais mais leves para a parte superior da amostra ou do anular.

Este fenômeno, indesejado, é responsável pelo surgimento precoce de problemas nas bainhas

naquelas áreas que ficaram pobres em cimento.

6.4 Ordem de mistura

Embora alguns ensaios exploratórios tenham sido realizados com a mistura do

biopolímero com água antes da adição do cimento Portland, não foram observadas variações na

resistência à compressão.

Sugere-se, portanto, que as pastas aditivadas com biopolímero sejam avaliadas com

relação à mudança na ordem de preparação da mistura no tocante às propriedades mecânicas e

também reológicas.

6.5 Volume de filtrado

Conforme análise do item 4.6 Volume de filtrado, a norma referente a este ensaio deve ter

os seguintes ajustes:

205

- estabelecer critério mais científico para a forma de extrapolação do volume obtido no

ensaio e

- estabelecer um limite inferior para o volume de perda de filtrado.

A forma atual de extrapolação pressupõe um fornecimento de água constante para a pasta

o que não existe no ato da cimentação, pois o cimento recebe água apenas na superfície. Com

relação ao limite inferior, sabe-se que não é bom que a pasta se desidrate e tenha carência de água

durante este processo. Assim, os controladores de filtrado devem garantir que as pastas percam

uma certa quantidade de água, mas mantenham água suficiente para a hidratação do cimento

Portland. Daí a necessidade de se limitar superiormente e inferiormente o valor da perda de

filtrado.

6.6 Rugosidade da tubulação de revestimento

Como referido no item 4.3.7 SCERB - Simulador de Contração e Expansão Radial de

Bainha, a interface bainha-tubulação de revestimento pode ter seu desempenho melhorado por

meio do aumento da rugosidade na superfície externa da tubulação de revestimento. Este aumento

pode se dar através da inclusão de nervuras ou de acabamento do tipo recartilhado. Sabe-se que a

presença de óleo na superfície externa do tubo favorece sua introdução no poço, mas a presença

de uma superfície rugosa permitiria que as cimentações secundárias fossem menos freqüentes,

diminuindo os custos de manutenção dos poços. Certamente que o problema da dificuldade de

descida da tubulação pode ser resolvido de outra forma, sem a obrigatoriedade da presença do

óleo em sua superfície externa. Estudo específico deve ser realizado para se resolver o problema

do atrito entre a tubulação de revestimento e a formação rochosa, pois o mais importante não é a

dificuldade de colocar a tubulação, mas a redução das intervenções nos poços por meio de

cimentações secundárias.

206

6.7 FAC

A busca de pastas mais promissoras deve sempre buscar a redução do FAC. Este talvez

seja o efeito mais importante a ser considerado nas pesquisas com pastas para cimentação de

poços de petróleo.

No estado atual de desenvolvimento tecnológico que o mundo se encontra, não é mais

admissível se manter o FAC em torno de 44 %, como é adotado na cimentação de poços de

petróleo. Este valor deve cair para valores inferiores a 35 % por meio da simples adoção de

superplastificantes de 3ª geração.

6.8 Módulo de elasticidade e resiliência

Em função dos resultados obtidos de módulo de elasticidade e resiliência na compressão,

estima-se que os mesmos obedeçam à uma lei de crescimento temporal por meio de patamares, ou

seja, devem existir alguns períodos nos quais estes valores crescem significativamente e depois

estabilizam em patamares, até que sejam atingidos limites superiores estáveis. Como esta pesquisa

não ultrapassou o tempo de 7 dias, sugere-se que pesquisa posterior avalie o comportamento da

evolução destes parâmetros com o tempo apresentando uma explicação em relação às reações

químicas que se desenvolvem nestes períodos para os compostos básicos do cimento Portland. Os

crescimentos do módulo de elasticidade e da resiliência na compressão parecem seguir uma lei em

que a rigidez é incrementada gradativamente em patamares.

6.9 Modelo de Herschel-Bulkley

O comportamento reológico das pastas avaliadas nesta pesquisa se aproximou mais do

modelo de Herschel-Bulkley em detrimento dos modelos de potência e de Bingham. As curvas

tendem a ter um comportamento intermediário entre fluidos que apresentam limite de escoamento

bem definido e fluidos que não apresentam esta característica.

Assim, sugere-se que a ABNT adote o modelo de Herschel-Bulkley e promova os devidos

ajustes na NBR 9830.

207

7 ANEXOS

7.1 Método dos efeitos fixos

O texto que segue contém informações básicas sobre o método dos efeitos fixos, utilizado

para análise da variância dos resultados obtidos na pesquisa (MONTGOMERY, 1997).

1) Número de níveis do tratamento Concentração de Biopolímero: a

nível baixo = 2,0 % em relação à massa de cimento Portland

nível alto = 3,5 % em relação à massa de cimento Portland

2) Número de níveis do tratamento Número da Batelada: b

nível baixo = batelada número 23

nível alto = batelada número 34

3) Número de níveis do tratamento Fator Água/Cimento: c

nível baixo = 0,40 (massa de água/massa de cimento Portland)

nível alto = 0,46 (massa de água/massa de cimento Portland)

4) Número de resultados obtidos em cada tipo de ensaio: n

03 repetições para cada ensaio

Os ensaios de resistência à tração são executados a partir do preparo de uma quantidade de

600,00 cm³ de pasta, de acordo com a norma NBR 9826. Esta quantidade é estritamente suficiente

para o preparo de 03 corpos-de-prova cilíndricos (volume de 3x196,35 = 589,05 cm³). Esta

limitação prática levou à adoção do número de corpos-de-prova igual a 03 para todos os demais

ensaios. Os ensaios de reologia, executados de acordo com a norma NBR 9830, apresentam 06

208

repetições, pois em cada ensaio são coletadas, no viscosímetro, leituras ascendentes e

descendentes, totalizando 2x3 = 06 repetições.

5) Número total de repetições: N

2x2x2x3 = 24 repetições para cada tipo de experimento

Por exemplo: o ensaio de água livre foi executado 03 vezes para cada um dos 08 tipos de

pastas (excluindo as 02 pastas de referência, que não fazem parte do planejamento fatorial, pois

serviram apenas para comparação), portanto, 3x8 = 24 repetições.

6) Resultados individuais: Y

7) Soma dos quadrados total:

SSt = ∑

i=1

∑

j=1

∑

k=1

∑

l=1

Y²

ijkl

- Y²..../N

8) Soma dos quadrados do tratamento a:

SSa = ∑

i=1

Y²

i..

/bcn - Y²..../N

9) Soma dos quadrados do tratamento b:

SSb = ∑

j=1

Y²

.j.

/acn - Y²..../N

10) Soma dos quadrados do tratamento c:

SSc = ∑

k=1

Y²

..k

/abn - Y²..../N

11) Soma dos quadrados dos tratamentos a e b:

SSab = ∑

i=1

∑

j=1

Y²

ij..

/cn - Y²..../N

209

12) Soma dos quadrados dos tratamentos a e c:

SSac = ∑

i=1

∑

k=1

Y²

i.k.

/bn - Y²..../N

13) Soma dos quadrados dos tratamentos b e c:

SSbc = ∑

j=1

∑

k=1

Y²

.jk.

/an - Y²..../N

14) Soma dos quadrados dos subtotais:

SSsubtotais = ∑

i=1

∑

j=1

∑

k=1

Y²

ijk

/n - Y²..../N

15) Soma dos quadrados dos tratamentos a, b e c:

SSabc = SSsubtotais - SSa - SSb - SSc - SSab - SSac - SSbc

16) Soma dos quadrados do erro:

SSerro = SSt - SSa - SSb - SSc - SSab - SSac - SSbc - SSabc

17) Graus de liberdade total:

GLt = N - 1

18) Graus de liberdade do tratamento a:

GLa = a - 1

19) Graus de liberdade do tratamento b:

GLb = b - 1

210

20) Graus de liberdade do tratamento c:

GLc = c - 1

21) Graus de liberdade dos tratamentos a e b:

GLab = (a - 1)(b - 1)

22) Graus de liberdade dos tratamentos a e c:

GLac = (a - 1)(c - 1)

23) Graus de liberdade dos tratamentos b e c:

GLbc = (b - 1)(c - 1)

24) Graus de liberdade dos tratamentos a, b e c:

GLabc = (a - 1)(b - 1)(c - 1)

25) Graus de liberdade do erro:

GLerro = a.b.c.(n - 1)

26) Média dos quadrados total:

MSt = SST/GLt

27) Média dos quadrados do tratamento a:

MSa = SSa/GLa

211

28) Média dos quadrados do tratamento b:

MSb = SSb/GLb

29) Média dos quadrados do tratamento c:

MSc = SSc/GLc

30) Média dos quadrados dos tratamentos a e b:

MSab = SSab/GLab

31) Média dos quadrados dos tratamentos a e c:

MSac = SSac/GLac

32) Média dos quadrados dos tratamentos b e c:

MSbc = SSbc/GLbc

33) Média dos quadrados dos tratamentos a, b e c:

MSabc = SSabc/GLabc

34) Média dos quadrados do erro:

MSerro = SSerro/GLerro

35) Valor da distribuição F0 calculado do tratamento a:

F0a = MSa/MSerro

212

36) Valor da distribuição F0 calculado do tratamento b:

F0b = MSb/MSerro

37) Valor da distribuição F0 calculado do tratamento c:

F0c = MSc/MSerro

38) Valor da distribuição F0 calculado dos tratamentos a e b:

F0ab = MSab/MSerro

39) Valor da distribuição F0 calculado dos tratamentos a e c:

F0ac = MSac/MSerro

40) Valor da distribuição F0 calculado dos tratamentos b e c:

F0bc = MSbc/MSerro

41) Valor da distribuição F0 calculado dos tratamentos a, b e c:

F0abc = MSabc/MSerro

42) Valor da distribuição F0 tabelado para todas as comparações:

Como o número de níveis foi igual a 02 para todos os tratamentos (efeitos a, b e c) e,

conseqüentemente, os graus de liberdade também foram iguais e iguais a 01, os F0 tabelados,

considerando um nível de confiança igual a 95,00 %, foram também iguais.

α/GLN/GLD

= F0

0,05/1/16

= 4,49 (Tabela 1 extraída de VIEIRA, 1999)

213

Em que: α = nível de significância = 5,00 %

GLN = graus de liberdade do numerador = GL de cada tratamento

GLD = graus de liberdade do denominador = GL do erro

Os parâmetros mais significativos foram agrupados em forma de tabela para a análise de

cada tipo de experimento. A tabela 75 abaixo representa a estrutura adotada em cada experimento.

Tabela 75. Resumo dos parâmetros estatísticos adotados para cada tipo de experimento.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,0037 MSa 0,0037 F0

0,2250 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 11,3438

MSb 11,3438 F0

680,6250

4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 11,6204

MSc 11,6204 F0

697,2250

4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,0004 MSab

0,0004 F0

0,0250 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,5704 MSac

0,5704 F0

34,2250

4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,3504 MSbc

0,3504 F0

21,0250

4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,1504 MSabc

0,1504 F0

abc

9,0250 4,49 F0

abc 0,05/1/16

7.2 Resultados totais das propriedades mecânicas

Na seqüência estão os resultados totais referentes às propriedades mecânicas que foram

discutidas no item 4.3.

214

7.2.1 Resistência à compressão

batelada 23 batelada 34

Figura 73. Variação linear da resistência à compressão 8 h.

batelada 23 batelada 34

Figura 74. Variação linear da resistência à compressão 12 h.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC

0,40

0,5

1,5

2,5

1,5-2

1,5

0,5-1

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

1,5-

1,5

0,5-

0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

4,5

3,5-4

3-3,5

2,5-3

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

6-7

5-6

4-5

3-4

2-3

1-2

215

batelada 23 batelada 34

Figura 75. Variação linear da resistência à compressão 1 d.

batelada 23 batelada 34

Figura 76. Variação linear da resistência à compressão 3 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

14-16

12-14

10-12

6-8

4-6

2-4

0-2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

18-20

16-18

14-16

12-14

8-10

6-8

4-6

2-4

0-2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

20-25

15-20

5-10

0-5

2 % bio

3 % bio

FAC

0,46

FAC 0,40

20-25

15-20

10-15

5-10

216

batelada 23 batelada 34

Figura 77. Variação linear da resistência à compressão 7 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

35-40

30-35

25-30

15-20

10-15

5-10

0-5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

35-40

30-35

25-30

15-20

10-15

5-10

0-5

217

Tabela 76. Resultados de resistência à compressão para 8 h [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,67 1,27 1,71 1,30

1,66 1,34 1,68 1,35

Concentração de

biopolímero

baixo

1,77 1,34 1,81 1,37

1,77 1,37 2,11 1,42

2,06 1,43 2,39 1,45

Concentração de

biopolímero

alto

2,34 1,39 1,79 1,40

Pasta 1: 1,14 MPa, 1,06 MPa e 1,32 MPa; Pasta 6: 0,99 MPa, 1,27 MPa e 1,26 MPa.

Tabela 77. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,29 MSa 0,29 F0

12,71 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,01 MSb 0,01 F0

0,25 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 1,67 MSc 1,67 F0

72,51 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,12 MSac

0,12 F0

5,05 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,01 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,00 4,49 F0

abc 0,05/1/16

218

Tabela 78. Resultados de resistência à compressão para 12 h [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

3,82 1,95 6,56 3,95

4,23 2,47 6,65 3,71

Concentração de

biopolímero

baixo

4,43 2,75 6,39 3,55

3,71 2,24 6,01 3,58

3,70 2,47 6,11 3,99

Concentração de

biopolímero

alto

3,98 2,48 5,68 3,76

Pasta 1: 2,37 MPa, 2,92 MPa e 2,93 MPa; Pasta 6: 3,30 MPa, 3,35 MPa e 3,16 MPa.

Tabela 79. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 12 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,32 MSa 0,32 F0

5,53 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 19,64 MSb 19,64 F0

344,54 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 24,75 MSc 24,75 F0

434,14 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,02 MSab

0,02 F0

0,27 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,38 MSac

0,38 F0

6,71 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 1,19 MSbc

1,19 F0

20,92 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,03 MSabc

0,03 F0

abc

0,48 4,49 F0

abc 0,05/1/16

219

Tabela 80. Resultados de resistência à compressão para 1 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

11,06 10,16 18,96 13,77

15,81 10,35 21,02 14,50

Concentração de

biopolímero

baixo

15,90 9,53 19,91 12,25

13,69 9,53 22,34 12,91

15,85 9,37 18,96 14,09

Concentração de

biopolímero

alto

14,15 8,81 18,56 13,21

Pasta 1: 12,43 MPa, 10,53 MPa e 11,87 MPa; Pasta 6: 11,45 MPa, 12,24 MPa e 14,54 MPa.

Tabela 81. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 1 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,13 MSa 0,13 F0

0,06 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 131,93 MSb 131,93 F0

64,53 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 191,14 MSc 191,14 F0

93,49 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,05 MSab

0,05 F0

0,02 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,52 MSac

0,52 F0

0,25 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 4,43 MSbc

4,43 F0

2,17 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,37 MSabc

0,37 F0

abc

0,18 4,49 F0

abc 0,05/1/16

220

Tabela 82. Resultados de resistência à compressão para 3 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

24,94 18,89 29,58 22,28

23,24 16,87 26,02 20,89

Concentração de

biopolímero

baixo

23,64 15,87 30,59 20,35

24,25 18,05 28,76 23,88

24,02 19,33 27,20 21,25

Concentração de

biopolímero

alto

23,07 19,47 27,51 23,09

Pasta 1: 19,17 MPa, 18,01 MPa e 20,20 MPa; Pasta 6: 23,71 MPa, 22,47 MPa e 22,23 MPa.

Tabela 83. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 3 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,88 MSa 1,88 F0

1,12 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 103,17 MSb 103,17 F0

61,51 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 219,62 MSc 219,62 F0

130,94 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,32 MSab

0,32 F0

0,19 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 7,17 MSac

7,17 F0

4,28 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,44 MSbc

0,44 F0

0,26 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,12 MSabc

0,12 F0

abc

0,07 4,49 F0

abc 0,05/1/16

221

Tabela 84. Resultados de resistência à compressão para 7 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

35,04 25,46 40,00 * 30,10

35,93 28,33 40,00 * 28,72

Concentração de

biopolímero

baixo

34,08 27,99 39,89 33,58

34,74 27,61 39,18 29,32

34,84 25,91 38,00 32,34

Concentração de

biopolímero

alto

34,98 25,96 38,36 29,33

Pasta 1: 29,45 MPa, 32,13 MPa e 28,99 MPa; Pasta 6: 35,80 MPa, 35,27 MPa e 32,19 MPa.

* Estes dois valores atingiram a capacidade máxima da prensa de 40,00 MPa.

Tabela 85. Resumo dos parâmetros estatísticos para compressão para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 3,05 MSa 3,05 F0

1,75 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 95,80 MSb 95,80 F0

54,99 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 419,92 MSc 419,92 F0

241,03 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,37 MSab

0,37 F0

0,21 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,05 MSac

0,05 F0

0,03 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,57 MSbc

0,57 F0

0,33 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,94 MSabc

0,94 F0

abc

0,54 4,49 F0

abc 0,05/1/16

222

7.2.2 Módulo de elasticidade na compressão

batelada 23 batelada 34

Figura 78. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 8 h.

batelada 23 batelada 34

Figura 79. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 12 h.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,3-0,35

0,25

0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0

,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,3-0,35

0,25

0,3

0,2-0,25

0,15-0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,5-0,6

0,4-0,5

0,3-0,4

0,2

0,3

0,1-0,2

0-0,1

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,6-

0,7

0,5

0,6

0,4-

0,5

0,3-

0,4

0,2-

0,3

0,1-

0,2

0,1

223

batelada 23 batelada 34

Figura 80. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 1 d.

batelada 23 batelada 34

Figura 81. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 3 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,2

1,4

1-1,2

0,8-1

0,6-0,8

0,4-0,6

0,2

0,4

0-0,2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,2

1,4

1,2

0,8-

0,6-

0,8

0,4-

0,6

0,2

0,4

0,2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

1,55

1,6

1,65

1,6-1,65

1,55

1,6

1,5-1,55

1,45-1,5

1,4-1,45

1,35-1,4

1,3

1,35

1,25-1,3

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

1,1

1,15

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,4-1,45

1,35-1,4

1,3-1,35

1,25

1,3

1,2-1,25

1,15-1,2

1,1-1,15

224

batelada 23 batelada 34

Figura 82. Variação linear do módulo de elasticidade na compressão 7 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

1,48

1,5

1,52

1,54

1,56

1,58

1,6

1,62

1,64

1,66

1,68

1,66-1,68

1,64-1,66

1,62-1,64

1,6-

1,62

1,58

1,6

1,56-1,58

1,54-1,56

1,52-1,54

1,5-

1,52

1,48

1,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

1,15

1,2

1,25

1,3

1,35

1,4

1,45

1,5

1,55

1,5-1,55

1,45-1,5

1,4-1,45

1,35

1,4

1,3-1,35

1,25-1,3

1,2-1,25

1,15-1,2

225

Tabela 86. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 8 h [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,32 0,27 0,28 0,29

0,29 0,29 0,40 0,28

Concentração de

biopolímero

baixo

0,32 0,26 0,31 0,21

0,30 0,20 0,25 0,21

0,33 0,23 0,39 0,26

ncentração de

biopolímero

alto

0,38 0,18 0,35 0,19

Pasta 1: 0,19 GPa, 0,17 GPa e 0,11 GPa; Pasta 6: 0,17 GPa, 0,19 GPa e 0,18 GPa.

Tabela 87. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na compressão 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,00 MSa 0,00 F0

1,38 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,06 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,05 MSc 0,05 F0

24,34 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

3,71 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,02 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,64 4,49 F0

abc 0,05/1/16

226

Tabela 88. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 12 h [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,52 0,30 0,75 0,36

0,58 0,39 0,68 0,44

Concentração de

biopolímero

baixo

0,56 0,39 0,60 0,37

0,53 0,38 0,53 0,29

0,53 0,41 0,68 0,38

Concentração de

biopolímero

alto

0,51 0,42 0,53 0,47

Pasta 1: 0,24 GPa, 0,29 GPa e 0,27 GPa; Pasta 6: 0,45 GPa, 0,31 GPa e 0,41 GPa

Tabela 89. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na compressão para

12 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,00 MSa 0,00 F0

0,96 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,01 MSb 0,01 F0

3,82 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,24 MSc 0,24 F0

70,24 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,01 MSab

0,01 F0

1,58 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

2,81 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,01 MSbc

0,01 F0

3,30 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,02 4,49 F0

abc 0,05/1/16

227

Tabela 90. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 1 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,09 1,02 1,10 1,21

1,29 0,96 1,19 0,95

Concentração de

biopolímero

baixo

1,29 0,96 1,43 0,72

1,29 1,04 1,21 0,77

1,38 1,00 1,14 1,26

Concentração de

biopolímero

alto

1,30 0,97 1,43 1,00

Pasta 1: 1,17 GPa, 1,06 GPa e 1,19 GPa; Pasta 6: 1,15 GPa, 1,36 GPa e 0,97 GPa.

Tabela 91. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na compressão para 1

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,01 MSa 0,01 F0

0,59 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,06 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,45 MSc 0,45 F0

18,83 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,04 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,03 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,02 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,18 4,49 F0

abc 0,05/1/16

Tabela 92. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 3 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,76 1,28 1,69 0,93

1,22 1,54 1,52 0,85

Concentração de

biopolímero

baixo

1,81 1,33 1,14 0,80

1,62 1,54 1,27 1,26

1,59 1,47 1,50 1,51

Concentraç

ão de

biopolímero

alto

1,61 1,49 1,36 1,31

Pasta 1: 1,10 GPa, 0,95 GPa e 1,32 GPa; Pasta 6: 1,19 GPa, 1,26 GPa e 1,45 GPa.

Tabela 93. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na compressão para 3

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,11 MSa 0,11 F0

3,79 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,41 MSb 0,41 F0

13,40 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,32 MSc 0,32 F0

10,64 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,03 MSab

0,03 F0

1,12 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,17 MSac

0,17 F0

5,73 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,03 MSbc

0,03 F0

1,02 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,08 MSabc

0,08 F0

abc

2,70 4,49 F0

abc 0,05/1/16

229

Tabela 94. Resultados de módulo de elasticidade na compressão para 7 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,73 1,57 1,29 1,44

1,64 1,62 1,34 1,19

Concentração de

biopolímero

baixo

1,63 1,59 1,69 1,24

1,49 1,52 1,75 1,46

1,54 1,59 1,37 1,60

Concentração de

biopolímero

alto

1,73 1,53 1,41 1,38

Pasta 1: 1,57 GPa, 1,59 GPa e 1,57 GPa; Pasta 6: 1,38 GPa, 1,40 GPa e 1,66 GPa.

Tabela 95. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na compressão para 7

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,01 MSa 0,01 F0

0,38 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,17 MSb 0,17 F0

9,57 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,03 MSc 0,03 F0

1,82 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,06 MSab

0,06 F0

3,16 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

0,50 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,09 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,16 4,49 F0

abc 0,05/1/16

230

7.2.3 Resiliência na compressão

batelada 23 batelada 34

Figura 83. Variação linear da resiliência na compressão 8 h.

batelada 23 batelada 34

Figura 84. Variação linear da resiliência na compressão 12 h.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

1,5-2

1,5

0,5-1

0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,6

1,8

1,8-2

1,6-1,8

1,4

1,6

1,2-1,4

1-1,2

0,8-1

0,6-0,8

0,4

0,6

0,2-0,4

0-0,2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

3,5-4

3,5

2,5-3

2,5

1,5

0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

3,5-4

3-3,5

2,5-3

2-2,5

1,5

1-1,5

0,5

0-0,5

231

batelada 23 batelada 34

Figura 85. Variação linear da resiliência na compressão 1 d.

batelada 23 batelada 34

Figura 86. Variação linear da resiliência na compressão 3 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

12-14

10-12

6-8

2-4

0-2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

12-14

10-12

6-8

2-4

0-2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

35-40

30-35

25-30

15-20

10-15

5-10

0-5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

40-45

30-35

25-30

20-25

15-20

5-10

0-5

232

batelada 23 batelada 34

Figura 87. Variação linear da resiliência na compressão 7 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

50-60

40-50

20-30

0-10

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

50-60

40-50

20-30

0-10

233

Tabela 96. Resultados de resiliência na compressão para 8 h [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,96 0,96 1,49 1,12

1,88 0,89 1,69 0,96

Concentração de

biopolímero

baixo

1,55 1,12 1,98 0,71

1,98 1,52 1,75 1,79

2,39 1,17 1,99 1,43

Concentração de

biopolímero

alto

2,06 2,44 2,17 1,61

Pasta 1: 2,06 J, 1,37 J e 1,77 J; Pasta 6: 1,32 J, 1,72 J e 1,75 J.

Tabela 97. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,50 MSa 1,50 F0

16,64 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,06 MSb 0,06 F0

0,70 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 2,14 MSc 2,14 F0

23,84 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,01 MSab

0,01 F0

0,08 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,24 MSac

0,24 F0

2,69 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,03 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,01 4,49 F0

abc 0,05/1/16

234

Tabela 98. Resultados de resiliência na compressão para 12 h [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

3,23 1,77 3,89 1,76

3,49 2,07 3,44 1,98

Concentração de

biopolímero

baixo

3,97 2,01 3,68 1,96

3,03 1,67 3,48 1,92

3,40 1,95 3,22 2,10

Concentraç

ão de

biopolímero

alto

3,22 2,04 3,53 1,92

Pasta 1: 3,59 J, 4,46 J e 3,96 J; Pasta 6: 4,41 J, 4,03 J e 3,89 J.

Tabela 99. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão para 12 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,02 MSa 0,02 F0

0,32 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,17 MSb 0,17 F0

2,23 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 12,66 MSc 12,66 F0

164,68 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,12 MSab

0,12 F0

1,55 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,34 MSac

0,34 F0

4,46 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,03 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,06 MSabc

0,06 F0

abc

0,74 4,49 F0

abc 0,05/1/16

235

Tabela 100. Resultados de resiliência na compressão para 1 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

9,64 10,10 14,04 11,91

16,48 10,89 13,45 10,02

Concentração de

biopolímero

baixo

16,98 9,49 16,49 7,95

13,48 9,12 16,01 7,24

16,46 8,19 12,98 8,84

Concentração de

biopolímero

alto

14,37 7,90 12,77 7,80

Pasta 1: 11,27 J, 9,41 J e 10,09 J; Pasta 6: 10,17 J, 11,86 J e 10,61 J.

Tabela 101. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão para 1 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 6,28 MSa 6,28 F0

1,65 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,54 MSb 0,54 F0

0,14 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 169,07 MSc 169,07 F0

44,31 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,72 MSab

0,72 F0

0,19 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 4,39 MSac

4,39 F0

1,15 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,00 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,30 MSabc

0,30 F0

abc

0,08 4,49 F0

abc 0,05/1/16

236

Tabela 102. Resultados de resiliência na compressão para 3 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

30,72 28,06 28,68 26,35

34,38 23,56 36,06 26,35

Concentração de

biopolímero

baixo

31,94 23,36 30,99 22,92

41,42 34,29 36,84 28,44

38,08 25,45 45,48 30,25

Concentração de

biopolímero

alto

39,56 30,10 44,63 26,87

Pasta 1: 32,03 J, 30,58 J e 27,13 J; Pasta 6: 30,78 J, 27,99 J e 32,76 J.

Tabela 103. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão para 3 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 315,67 MSa 315,67 F0

17,70 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 1,53 MSb 1,53 F0

0,09 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 448,76 MSc 448,76 F0

25,16 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,93 MSab

0,93 F0

0,05 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 15,75 MSac

15,75 F0

0,88 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 15,39 MSbc

15,39 F0

0,86 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

22,27 MSabc

22,27 F0

abc

1,25 4,49 F0

abc 0,05/1/16

237

Tabela 104. Resultados de resiliência na compressão para 7 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

56,46 32,67 50,89 41,57

57,35 43,95 48,40 45,49

Concentração de

biopolímero

baixo

53,89 43,99 52,37 43,33

58,05 39,56 48,50 42,90

55,26 37,18 55,41 39,00

Concentração de

biopolímero

alto

56,94 36,21 54,52 35,01

Pasta 1: 50,17 J, 53,26 J e 64,88 J; Pasta 6: 50,31 J, 49,35 J e 57,33 J.

Tabela 105. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na compressão para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 5,82 MSa 5,82 F0

0,53 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 8,31 MSb 8,31 F0

0,75 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 1 164,55

MSc 1 164,55

105,50 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,11 MSab

0,11 F0

0,01 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 38,66 MSac

38,66 F0

3,50 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 72,11 MSbc

72,11 F0

6,53 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

4,20 MSabc

4,20 F0

abc

0,38 4,49 F0

abc 0,05/1/16

238

7.2.4 Resistência à tração

batelada 23 batelada 34

Figura 88. Variação linear da resistência à tração 8 h.

batelada 23 batelada 34

Figura 89. Variação linear da resistência à tração 12 h.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,35-0,4

0,3-0,35

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15

0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,35-0,4

0,3-0,35

0,25-0,3

0,2-0,25

0,15

0,2

0,1-0,15

0,05-0,1

0-0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,7-0,8

0,6-0,7

0,5-0,6

0,4-0,5

0,3

0,4

0,2-0,3

0,1-0,2

0-0,1

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0

,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,7-

0,8

0,6-

0,7

0,5-

0,6

0,4-

0,5

0,3

0,4

0,2-

0,3

0,1-

0,2

0,1

239

batelada 23 batelada 34

Figura 90. Variação linear da resistência à tração 1 d.

batelada 23 batelada 34

Figura 91. Variação linear da resistência à tração 3 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2,5-3

2,5

1,5

0,5-1

0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

2,1

2,2

2,3

2,4

2,5

2,6

2,7

2,8

2,9

2,8-2,9

2,7

2,8

2,6-2,7

2,5-2,6

2,4-2,5

2,3-2,4

2,2

2,3

2,1-2,2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,4

0,5

1,5

2,5

3,5

2,5-3

2,5

1,5

0,5-1

0,5

240

batelada 23 batelada 34

Figura 92. Variação linear da resistência à tração 7 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

3,5-4

3-3,5

2,5-3

2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

3,5-4

3,5

2,5-3

2,5

1,5-2

1,5

0,5-1

0,5

241

Tabela 106. Resultados de resistência à tração para 8 h [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,35 0,18 0,34 0,25

0,36 0,23 0,41 0,23

Concentração de

biopolímero

baixo

0,31 0,23 0,33 0,18

0,35 0,22 0,32 0,18

0,38 0,27 0,42 0,23

Concentração de

biopolímero

alto

0,35 0,27 0,34 0,19

Pasta 1: 0,28 MPa, 0,28 MPa e 0,23 MPa; Pasta 6: 0,23 MPa, 0,36 MPa e 0,25 MPa.

Tabela 107. Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,00 MSa 0,00 F0

0,51 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,23 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,11 MSc 0,11 F0

91,10 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

2,05 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

1,42 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,51 4,49 F0

abc 0,05/1/16

242

Tabela 108. Resultados de resistência à tração para 12 h [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,70 0,32 0,68 0,47

0,80 0,36 0,69 0,40

Concentração de

biopolímero

baixo

0,75 0,41 0,79 0,51

0,48 0,47 0,64 0,39

0,73 0,44 0,69 0,41

Concentração de

biopolímero

alto

0,68 0,35 0,62 0,37

Pasta 1: 0,48 MPa, 0,47 MPa e 0,50 MPa; Pasta 6: 0,49 MPa, 0,43 MPa e 0,58 MPa.

Tabela 109. Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 12 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,02 MSa 0,02 F0

3,60 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,28 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,47 MSc 0,47 F0

108,64 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,51 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

2,72 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,51 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

2,72 4,49 F0

abc 0,05/1/16

243

Tabela 110. Resultados de resistência à tração para 1 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

2,42 1,69 2,24 1,55

2,05 1,32 2,83 2,40

Concentração de

biopolímero

baixo

2,22 1,59 2,64 2,08

1,98 1,42 2,19 1,83

2,38 1,48 2,09 1,99

Concentração de

biopolímero

alto

2,07 1,52 2,35 1,64

Pasta 1: 1,47 MPa, 1,79 MPa e 1,82 MPa; Pasta 6: 2,63 MPa, 2,14 MPa e 1,53 MPa.

Tabela 111. Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 1 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,18 MSa 0,18 F0

3,31 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,57 MSb 0,57 F0

10,31 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 2,01 MSc 2,01 F0

36,56 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,06 MSab

0,06 F0

1,11 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

0,26 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,07 MSbc

0,07 F0

1,18 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

0,14 4,49 F0

abc 0,05/1/16

244

Tabela 112. Resultados de resistência à tração para 3 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

3,29 2,55 3,01 2,12

2,22 2,48 3,52 2,69

Concentração de

biopolímero

baixo

3,19 2,71 3,01 2,72

2,38 2,16 2,69 2,59

2,75 2,67 2,76 2,13

Concentração de

biopolímero

alto

2,74 2,45 2,65 2,06

Pasta 1: 2,30 MPa, 2,39 MPa e 2,74 MPa; Pasta 6: 3,21 MPa, 2,55 MPa e 2,29 MPa.

Tabela 113. Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 3 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,50 MSa 0,50 F0

5,31 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,01 MSb 0,01 F0

0,06 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,99 MSc 0,99 F0

10,44 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,03 MSab

0,03 F0

0,36 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,05 MSac

0,05 F0

0,49 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,13 MSbc

0,13 F0

1,39 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,04 4,49 F0

abc 0,05/1/16

245

Tabela 114. Resultados de resistência à tração para 7 d [MPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

3,55 2,54 3,82 3,02

3,87 2,80 3,91 3,05

Concentração de

biopolímero

baixo

3,18 2,88 3,40 2,99

3,56 1,66 3,39 2,65

2,86 1,57 4,10 2,41

Concentração de

biopolímero

alto

2,80 2,59 3,25 2,77

Pasta 1: 2,97 MPa, 2,19 MPa e 1,77 MPa; Pasta 6: 3,30 MPa, 2,85 MPa e 2,79 MPa.

Tabela 115. Resumo dos parâmetros estatísticos para tração 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,21 MSa 1,21 F0

10,08 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 1,00 MSb 1,00 F0

8,30 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 4,82 MSc 4,82 F0

40,01 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,19 MSab

0,19 F0

1,61 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,14 MSac

0,14 F0

1,20 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,03 MSbc

0,03 F0

0,22 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,01 4,49 F0

abc 0,05/1/16

246

7.2.5 Módulo de elasticidade na tração

batelada 23 batelada 34

Figura 93. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 8 h.

batelada 23 batelada 34

Figura 94. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 12 h.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,5

0,6

0,4-0,5

0,3-0,4

0,2-0,3

0,1-0,2

0,1

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,1

0,3

0,4

0,5

0,6

0,5

0,6

0,4-0,5

0,3-0,4

0,2-0,3

0,1-0,2

0,1

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1-1,2

0,8-1

0,6-0,8

0,4

0,6

0,2-0,4

0,2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,2-1,4

1,2

0,8-1

0,6

0,8

0,4-0,6

0,2-0,4

0-0,2

247

batelada 23 batelada 34

Figura 95. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 1 d.

batelada 23 batelada 34

Figura 96. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 3 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

2,5-3

2,5

1,5-2

1,5

0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

3,5

3-3,5

2,5-3

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

5-6

4-5

2-3

1-2

0-1

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

5-6

4-5

2-3

1-2

0-1

248

batelada 23 batelada 34

Figura 97. Variação linear do módulo de elasticidade na tração 7 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

6-7

5-6

4-5

3-4

2-3

0-1

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

6-7

5-6

4-5

3-4

2-3

0-1

249

Tabela 116. Resultados de módulo de elasticidade na tração para 8 h [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,45 0,34 0,58 0,39

0,50 0,41 0,47 0,37

Concentração de

biopolímero

baixo

0,46 0,32 0,48 0,37

0,55 0,37 0,53 0,41

0,53 0,40 0,47 0,34

Concentração de

biopolímero

alto

0,58 0,40 0,60 0,40

Pasta 1: 0,65 GPa, 0,29 GPa e 0,59 GPa; Pasta 6: 0,38 GPa, 0,40 GPa e 0,69 GPa.

Tabela 117. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na tração para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,01 MSa 0,01 F0

4,83 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,25 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,12 MSc 0,12 F0

70,38 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

1,69 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

1,00 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,01 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

0,25 4,49 F0

abc 0,05/1/16

250

Tabela 118. Resultados de módulo de elasticidade na tração para 12 h [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

1,29 0,79 1,44 0,94

1,19 0,80 1,29 1,13

Concentração de

biopolímero

baixo

1,13 0,76 1,45 0,97

1,17 0,71 1,58 1,23

1,13 1,72 1,23 1,19

Concentração de

biopolímero

alto

1,19 0,73 1,17 0,86

Pasta 1: 1,47 GPa, 0,99 GPa e 0,91 GPa; Pasta 6: 1,29 GPa, 1,12 GPa e 0,90 GPa.

Tabela 119. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na tração para 12 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,02 MSa 0,02 F0

0,39 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,15 MSb 0,15 F0

2,59 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,49 MSc 0,49 F0

8,71 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,02 MSab

0,02 F0

0,31 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,08 MSac

0,08 F0

1,39 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,35 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

0,18 4,49 F0

abc 0,05/1/16

251

Tabela 120. Resultados de módulo de elasticidade na tração para 1 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

3,34 2,27 3,10 2,45

2,98 2,08 3,66 2,49

Concentração de

biopolímero

baixo

3,57 2,19 3,09 2,23

3,49 2,21 3,16 2,55

3,43 2,39 3,64 2,17

Concentração de

biopolímero

alto

3,41 2,38 3,62 2,43

Pasta 1: 2,79 GPa, 2,75 GPa e 2,66 GPa; Pasta 6: 2,31 GPa, 2,78 GPa e 2,48 GPa.

Tabela 121. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na tração para 1 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,09 MSa 0,09 F0

1,96 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,03 MSb 0,03 F0

0,69 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 6,67 MSc 6,67 F0

153,72 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,10 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

0,33 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,02 MSbc

0,02 F0

0,54 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

0,33 4,49 F0

abc 0,05/1/16

252

Tabela 122. Resultados de módulo de elasticidade na tração para 3 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

4,51 4,89 3,53 4,78

4,40 4,50 5,29 4,04

Concentração de

biopolímero

baixo

4,40 4,82 4,69 4,27

4,69 4,14 4,23 3,89

5,81 4,20 6,04 4,29

Concentração de

biopolímero

alto

5,65 4,18 4,83 4,14

Pasta 1: 5,41 GPa, 4,77 GPa e 4,47 GPa; Pasta 6: 4,01 GPa, 5,21 GPa e 3,78 GPa.

Tabela 123. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na tração para 3 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,16 MSa 0,16 F0

0,57 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,20 MSb 0,20 F0

0,70 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 1,47 MSc 1,47 F0

5,21 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,02 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 1,98 MSac

1,98 F0

7,03 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,01 MSbc

0,01 F0

0,03 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,20 MSabc

0,20 F0

abc

0,70 4,49 F0

abc 0,05/1/16

253

Tabela 124. Resultados de módulo de elasticidade na tração para 7 d [GPa].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

6,72 5,20 4,03 5,30

6,93 5,77 8,56 4,55

Concentração de

biopolímero

baixo

5,51 6,03 6,58 5,23

6,73 4,90 5,66 5,10

5,63 3,44 6,81 5,18

Concentra

ção de

biopolímero

alto

5,25 5,33 5,26 4,98

Pasta 1: 6,36 GPa, 5,99 GPa e 5,89 GPa; Pasta 6: 5,89 GPa, 6,12 GPa e 5,74 GPa.

Tabela 125. Resumo dos parâmetros estatísticos para módulo de elasticidade na tração para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,57 MSa 1,57 F0

1,51 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,00 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 6,68 MSc 6,68 F0

6,42 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,55 MSab

0,55 F0

0,52 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,00 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,01 MSbc

0,01 F0

0,01 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,48 MSabc

0,48 F0

abc

0,46 4,49 F0

abc 0,05/1/16

254

7.2.6 Resiliência na tração

batelada 23 batelada 34

Figura 98. Variação linear da resiliência na tração 8 h.

batelada 23 batelada 34

Figura 99. Variação linear da resiliência na tração 12 h.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,25

0,3

0,2-0,

0,15-

0,2

0,1-

0,15

0,05-

0,1

0-0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,25

0,3

0,2-

0,25

0,15-

0,2

0,1-

0,15

0,05-

0,1

0-0,05

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,5-0,6

0,4-0,5

0,3-0,4

0,2

0,3

0,1-0,2

0-0,1

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,5-

0,6

0,4-

0,5

0,3-

0,4

0,2

0,3

0,1-

0,2

0,1

255

batelada 23 batelada 34

Figura 100. Variação linear da resiliência na tração 1 d.

batelada 23 batelada 34

Figura 101. Variação linear da resiliência na tração 3 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,6

1,8

1,8-2

1,6-1,8

1,4-1,6

1,2-1,4

1,2

0,8-1

0,6-0,8

0,4-0,6

0,2-0,4

0,2

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

1,4

1,6

1,8

1,8-

1,6-

1,8

1,4-

1,6

1,2-

1,4

1,2

0,8-

0,6-

0,8

0,4-

0,6

0,2-

0,4

0,2

2 % bio

% bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2-2,5

1,5-2

1-1,5

0,5-1

0,5

256

batelada 23 batelada 34

Figura 102. Variação linear da resiliência na tração 7 d.

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2,5-3

2-2,5

1,5

1-1,5

0,5-1

0-0,5

2 % bio

3 % bio

FAC 0,46

FAC 0,40

0,5

1,5

2,5

2,5-3

2-2,5

1,5

1-1,5

0,5-1

0-0,5

257

Tabela 126. Resultados de resiliência na tração para 8 h [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,16 0,12 0,24 0,19

0,18 0,14 0,18 0,16

Concentração de

biopolímero

baixo

0,25 0,20 0,33 0,16

0,29 0,15 0,30 0,27

0,36 0,22 0,25 0,19

Concentração de

biopolímero

alto

0,25 0,24 0,23 0,20

Pasta 1: 0,15 J, 0,13 J e 0,10 J; Pasta 6: 0,14 J, 0,19 J e 0,24 J.

Tabela 127. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 8 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,02 MSa 0,02 F0

7,38 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,35 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,03 MSc 0,03 F0

10,96 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

1,41 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,03 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,06 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,00 MSabc

0,00 F0

abc

1,41 4,49 F0

abc 0,05/1/16

258

Tabela 128. Resultados de resiliência na tração para 12 h [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

0,48 0,17 0,43 0,29

0,68 0,20 0,48 0,32

Concentração de

biopolímero

baixo

0,57 0,28 0,56 0,29

0,24 0,39 0,59 0,32

0,63 0,16 0,47 0,29

Concentração de

biopolímero

alto

0,52 0,21 0,47 0,36

Pasta 1: 0,15 J, 0,29 J e 0,35 J; Pasta 6: 0,28 J, 0,38 J e 0,24 J.

Tabela 129. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 12 h.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,00 MSa 0,00 F0

0,04 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,49 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,34 MSc 0,34 F0

34,05 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,01 MSab

0,01 F0

0,55 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,01 MSac

0,01 F0

0,89 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,01 MSbc

0,01 F0

1,42 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

0,82 4,49 F0

abc 0,05/1/16

259

Tabela 130. Resultados de resiliência na tração para 1 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

2,35 1,65 1,60 1,77

1,80 1,12 2,19 1,40

Concentração de

biopolímero

baixo

1,78 1,56 1,91 1,39

1,46 1,21 1,90 1,12

2,15 1,27 1,78 1,70

Concentração de

biopolímero

alto

1,63 1,33 1,75 1,12

Pasta 1: 1,09 J, 1,54 J e 1,62 J; Pasta 6: 1,17 J, 1,52 J e 1,75 J.

Tabela 131. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 1 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,18 MSa 0,18 F0

2,58 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,06 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 1,33 MSc 1,33 F0

18,72 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,00 MSab

0,00 F0

0,06 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,00 MSac

0,00 F0

0,02 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,01 MSbc

0,01 F0

0,09 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

0,16 4,49 F0

abc 0,05/1/16

260

Tabela 132. Resultados de resiliência na tração para 3 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

2,91 1,72 2,02 2,33

1,45 1,78 2,28 1,52

Concentração de

biopolímero

baixo

3,02 1,98 2,11 1,81

2,07 2,79 1,56 2,08

1,61 2,19 2,01 2,44

Concentração de

biopolímero

alto

1,63 1,82 1,59 2,43

Pasta 1: 1,99 J, 1,51 J e 2,33 J; Pasta 6: 2,02 J, 2,00 J e 1,70 J.

Tabela 133. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 3 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 0,02 MSa 0,02 F0

0,12 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,03 MSb 0,03 F0

0,15 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 0,02 MSc 0,02 F0

0,10 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,03 MSab

0,03 F0

0,15 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 1,47 MSac

1,47 F0

8,46 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,09 MSbc

0,09 F0

0,51 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,03 MSabc

0,03 F0

abc

0,17 4,49 F0

abc 0,05/1/16

261

Tabela 134. Resultados de resiliência na tração para 7 d [J].

Batelada

23 34

FAC baixo

FAC alto FAC baixo FAC alto

2,39 1,70 2,96 1,62

2,76 1,77 2,91 1,65

Concentração de

biopolímero

baixo

2,40 1,73 2,02 2,07

2,37 0,68 2,16 1,53

1,40 2,08 1,79 1,53

Concentração de

biopolímero

alto

2,07 1,55 1,70 1,30

Pasta 1: 2,69 J, 1,01 J e 1,73 J; Pasta 6: 1,31 J, 1,99 J e 1,93 J.

Tabela 135. Resumo dos parâmetros estatísticos para resiliência na tração para 7 d.

Soma dos

Quadrados

Média dos

Quadrados

Calculado

Tabelado

SSa 1,41 MSa 1,41 F0

9,32 4,49 F0

a 0,05/1/16

SSb 0,00 MSb 0,00 F0

0,03 4,49 F0

b 0,05/1/16

SSc 2,48 MSc 2,48 F0

16,39 4,49 F0

c 0,05/1/16

SSab 0,02 MSab

0,02 F0

0,11 4,49 F0

ab 0,05/1/16

SSac 0,18 MSac

0,18 F0

1,19 4,49 F0

ac 0,05/1/16

SSbc 0,00 MSbc

0,00 F0

0,00 4,49 F0

bc 0,05/1/16

SSabc

0,01 MSabc

0,01 F0

abc

0,05 4,49 F0

abc 0,05/1/16

262

7.3 Projeto do SCERB - Simulador de Contração e Expansão Radial de Bainha

O SCERB tem o objetivo de simular bainhas confinadas submetidas à variações de

temperatura típicas de injeção de vapor de operações de recuperação secundária de petróleo. Sua

finalidade é permitir que sejam avaliadas outras propriedades mecânicas além da resistência à

compressão. A aplicação de calor (proveniente, por exemplo, de uma estufa de laboratório) na

parte superior provocaria a dilatação da tubulação interna de revestimento que pressionaria a pasta

endurecida. Ao ser solicitada, a pasta também se dilataria e transferiria o calor para as partes mais

externas chegando até o anel externo, que representa a formação rochosa.

Propriedades como módulo de elasticidade, resiliência e coeficiente de Poisson poderiam

ser calculadas pelas leis da teoria da elasticidade, além da possibilidade de se ter um mapeamento

das deformações e tensões em toda a extensão da pasta, por meio dos medidores de temperatura e

de deformação.

Maiores detalhes do SCERB e de seu funcionamento podem ser obtidos diretamente com

o autor.

263

8 GLOSSÁRIO

Este glossário é um instrumento integrante do LABCIM e é incrementado de forma

cumulativa a cada tese, dissertação ou relatório final de pesquisa que é produzido no laboratório.

Ele foi elaborado para facilitar o entendimento de algumas expressões típicas da indústria do

petróleo que são necessárias para uma melhor compreensão dos assuntos que foram tratados,

principalmente por parte daqueles que não estão familiarizados com este setor industrial. Os

termos técnicos foram definidos da forma mais simples possível para não dar margem a

interpretações dúbias.

- Adição: incorporação de algum material ao cimento Portland, por adição ou substituição,

na forma de pó, em valor superior a 5 % da massa de cimento Portland;

- Aditivo: incorporação de algum material ao cimento Portland, por adição ou substituição,

na forma líquida ou em pó, em valor inferior a 5 % da massa de cimento Portland com o

objetivo de melhorar suas propriedades;

- Água: é a água doce e/ou do mar isenta de quaisquer aditivos;

- Água de hidratação: água quimicamente combinada com um sólido para formar um

composto cristalino. Nas pastas de cimento, é a água necessária para hidratá-lo, formando

compostos cristalinos e amorfos cimentantes;

- Água de mistura: é o fluido composto pela água base e aditivos sólidos e/ou líquidos nela

dissolvidos;

- Alita: denominação dada ao silicato tricálcico formado na fabricação do clínquer;

- Anular: espaço que cerca a tubulação de revestimento do poço. Ele compreende o espaço

entre a formação rochosa e o tubo de revestimento, ou entre duas tubulações concêntricas;

- Bainha: elemento estrutural e de isolamento que ocupa o anular e é composta pela pasta de

cimento hidratada (endurecida);

- Belita: denominação dada ao silicato bicálcico formado na fabricação do clínquer;

264

- BHCT (bottomhole circulating temperature): menor temperatura registrada no fundo do

poço após um período de circulação suficiente para se obter uma temperatura

aproximadamente constante;

- BHSqT (bottomhole squeeze temperature): temperatura registrada após a circulação de um

volume equivalente ao volume do interior da coluna de trabalho;

- BHST (bottomhole static temperature): temperatura máxima registrada no fundo do poço

sem circulação após um período de tempo (geralmente 24 horas). Esta temperatura é uma

medida aproximada da temperatura original da formação;

- Blowout: situação incontrolável que um poço apresenta quando a pressão proveniente dos

líquidos da formação é superior à pressão da coluna de lama;

- Bombeabilidade: pares de pontos relacionando unidades Bearden e percentuais do tempo

de espessamento. A bombeabilidade de uma pasta indica até quando a mesma é passível

de bombeio;

- Brownmilerita: vide ferrita;

- BSW (basic sediments and water): razão (em porcentagem) entre a vazão de água e

sedimentos (cascalho) que estão sendo produzidos em um poço e a vazão total de líquidos

e sedimentos;

- BWOC (by weight of cement): razão (em porcentagem) de algum aditivo em pó

adicionado à pasta em relação à massa de cimento Portland;

- BWOW (by weight of mix water): razão (em porcentagem) de algum aditivo líquido

adicionado à pasta em relação à massa de água de mistura.

- Canhoneado: trecho da tubulação de revestimento que sofreu canhoneio;

- Canhoneio (canhoneamento): operação de perfuração do revestimento com cargas

explosivas que perfuram a tubulação de revestimento, a bainha de cimento e adentram na

formação produtora comunicando a porosidade da rocha com o interior da tubulação de

revestimento, por onde o petróleo escoará e será bombeado até a superfície;

- CBL (cement bond logging): é um perfil ou registro baseado na emissão de ondas sonoras

usado para avaliar a qualidade ou estado de uma cimentação, especificamente a interface

revestimento - bainha;

265

- Celita: denominação dada ao aluminato tricálcico formado na fabricação do clínquer;

- Cimentação: conjunto das operações que envolvem a preparação, mistura e bombeio da

pasta de cimento para o anular através do revestimento visando a garantia da

estanqueidade, estabilidade e isolamento das zonas produtoras para o meio ambiente ou

para outras zonas indesejáveis;

- Clinquerização: denominação dada ao processo de formação do clínquer na fabricação de

cimento;

- Coesão: capacidade do concreto de manter sua homogeneidade diante de movimentação

(injeção, bombeio, etc.);

- Completação: conjunto de operações destinadas a equipar um poço para produção de

forma econômica e segura por toda sua vida útil. Ela envolve as seguintes etapas:

instalação de equipamentos de superfície, condicionamento do poço, avaliação da

cimentação, canhoneio, instalação das colunas de produção, início da produção do poço;

- Consistência: propriedade que o concreto apresenta de se deixar trabalhar;

- Concentração de aditivo: concentração da massa de um aditivo sólido em relação à massa

de cimento em porcentagem ou em galões de aditivo por pé cúbico de cimento no caso de

aditivo líquido. Exceção se faz com o sal NaCl, onde a concentração é expressa em massa

de sal por massa de água doce;

- Core holder: suporte da amostra (núcleo) do ensaio de permeabilidade;

- Correção da cimentação: operações constituídas de canhoneio do revestimento e

compressão de pasta em zonas com cimentação deficiente;

- C-S-H: composto amorfo proveniente da hidratação da alita e da belita do cimento

Portland. Principal responsável pela resistência mecânica do cimento endurecido;

- Cura: conjunto de medidas que visam a garantia do processo de hidratação do cimento

Portland. Algumas das medidas são o controle da temperatura e da umidade relativa;

- Curva de fluxo: representação gráfica da variação da tensão de cisalhamento em função da

taxa de cisalhamento;

- Curva de viscosidade: representação gráfica da variação da viscosidade em função da taxa

de cisalhamento.

266

- Depletação: redução da pressão estática de petróleo em poços, momento no qual é

necessária a adoção da recuperação secundária.

- Efeito geotérmico: aumento da temperatura da litosfera no sentido da gravidade. Este

efeito também se faz presente ao longo das perfurações dos poços. Em média, a

temperatura cresce 1ºC para cada 30 m de profundidade;

- Estimulação: conjunto de atividades que objetiva aumentar o índice de produtividade ou

injetividade do poço;

- Etringita: composto cristalino acicular proveniente da hidratação da celita do cimento

Portland;

- Exploração: conjunto das operações que envolvem a explotação e a produção de um poço

de petróleo;

- Explotação: conjunto das operações e atividades que envolvem a perfuração e a

completação de um poço de petróleo;

- Exsudação: processo de separação da água e das partículas de cimento levando à formação

de uma camada de água sobrenadante na superfície da pasta fresca.

- Fator água de mistura (FAM) ou água de mistura: é o volume total de água doce e/ou do

mar e os demais aditivos nelas dissolvidos e/ou dispersos por cada pé cúbico de cimento,

expresso em galões por pé cúbico de cimento;

- Fator água/cimento (FAC): é a relação em porcentagem entre a massa de água doce e/ou

do mar e a massa de cimento;

- Fator de recuperação: é a razão entre o volume recuperável e o volume original de petróleo

de um poço. Situa-se em torno de 30 % para poços com bom fator de recuperação;

- Ferrita: denominação dada ao ferroaluminato tetracálcico formado na fabricação do

clínquer;

267

- Fingering: variação da permeabilidade na direção vertical de uma zona de produção, que

provoca um gradiente diferencial de água para dentro da tubulação de revestimento,

comprometendo a produção e aumentando a RAO ou RGO;

- Formação: conjunto de camadas rochosas, geralmente de origem sedimentar, que são

perfuradas para exploração de petróleo;

- Fratura hidráulica: aplicação de pressão hidráulica ao reservatório para criar fraturas na

formação, através das quais óleo ou gás podem se movimentar para dentro do poço.

- Gel final (G

): é um indicativo da dificuldade que um fluido apresenta para reiniciar o

movimento após permanecer em repouso por dez minutos no ensaio de reologia;

- Gel inicial (G

): é um indicativo da dificuldade que um fluido apresenta para reiniciar o

movimento após permanecer em repouso por dez segundos no ensaio de reologia;

- Gradiente geotérmico (GG): gradiente de aumento da temperatura com a profundidade do

poço. Trata-se de um parâmetro específico de cada campo de petróleo, sendo dependente

da formação rochosa que compõe o campo.

- Índice de comportamento (n): expressa o afastamento do reograma (τ versus γ) do fluido

em relação a um fluido newtoniano (n = 1). Os fluidos com índice de comportamento

menor que 1 são ditos pseudoplásticos, enquanto os que apresentam valores maiores do

que 1 são chamados dilatantes;

- Índice de consistência (k): é a resistência que o fluido oferece ao escoamento como

conseqüência primeira do atrito entre as lâminas que constituem a massa fluida;

- Injeção: técnica de recuperação secundária caracterizada pela injeção de água aquecida,

vapor d’água ou gás em um poço, ou conjunto de poços (poços injetores), com o objetivo

de reduzir a viscosidade do petróleo e aumentar a pressão do reservatório, tendo como

conseqüência o estímulo da produção de petróleo em poços circunvizinhos (poços

produtores);

268

- Kick: situação controlável que um poço apresenta quando a pressão proveniente dos

líquidos da formação é superior à pressão da coluna de lama;

- Látex: apresentação comercial de polímeros na forma de partículas micrométricas

dispersas em soluções aquosas (não confundir com látex extraído da seringueira, embora

tenham a mesma grafia);

- Limite de escoamento (LE): é a tensão mínima a ser aplicada em um fluido a fim de que o

mesmo escoe. Matematicamente, é o coeficiente linear da reta do modelo de Bingham;

- Liner: é a última e mais curta coluna de revestimento que é descida e cimentada no poço

visando cobrir a parte inferior deste.

- Mistura seca: é a mistura homogênea de cimento com quaisquer componentes sólidos;

- Modelo de Bingham: modelo reológico que assume uma relação linear entre a tensão de

cisalhamento e a taxa de deformação a partir de um valor limite. É caracterizado por dois

parâmetros: limite de escoamento e viscosidade plástica;

- Modelo de potência: modelo reológico que assume uma relação linear entre o logaritmo da

tensão de cisalhamento e o logaritmo da taxa de deformação. É caracterizado por dois

parâmetros: índice de consistência (k) e índice de comportamento (n);

- Modelo de Herschel-Bulkley: modelo reológico que se assemelha à fusão dos dois

modelos anteriores. Este modelo apresenta maior coeficiente de correlação para pastas

com biopolímero.

269

- Packer: também chamado de obturador, tem a função básica de promover a vedação do

espaço anular entre o revestimento e a coluna de produção, numa determinada

profundidade;

- Pasta de cimento: mistura de cimento Portland, água e aditivos que são bombeados no

interior do poço de petróleo preenchendo o seu anular;

- Pé cúbico de cimento: é o volume aparente de um saco de cimento de 94 lb;

- Pega: é o tempo compreendido entre o início e o fim da solidificação da pasta plástica;

- Peso específico aparente: é o peso de uma pasta de cimento por unidade de volume, com

ou sem presença de ar aprisionado. O peso específico aparente é determinado na balança

de lama;

- Peso específico real: é o peso de uma pasta de cimento por unidade de volume cuja

quantidade de ar aprisionada é desprezível. O peso específico real é determinado em

balança do tipo pressurizada;

- Pistoneio: pressão negativa gerada pela retirada da tubulação de perfuração na região do

poço logo abaixo da broca;

- Poço direcional: poço cujo tubo de revestimento sofre desvio intencional para atingir

certas áreas de difícil acesso com tubulações verticais;

- Portlandita: denominação dada ao hidróxido de cálcio formado na hidratação do cimento

Portland;

- Pozolana: composto que tem a propriedade de reagir com a portlandita e água formando

C-S-H;

- Produção: conjunto das operações que tratam do transporte do petróleo do fundo ou lateral

do poço até a superfície terrestre.

- RAO (razão água/óleo): relação entre a vazão de água e a vazão de petróleo que são

produzidos em um poço;

- Reboco: película ou recobrimento formado pelo fluído de perfuração nas paredes do poço,

cujo objetivo é evitar filtração de fluídos para a rocha e contribuir com a sustentação das

paredes do poço. O reboco também denomina a película formada pelo cimento contra as

paredes do poço, durante a operação de cimentação;

270

- RGO (razão gás/óleo): relação entre a vazão de gás e a vazão de petróleo que são

produzidos em um poço;

- Recuperação secundária: conjunto de técnicas que visam o incremento da produção de

petróleo e/ou gás natural de um conjunto de poços em detrimento de um conjunto de

poços que serão sacrificados;

- Rendimento da pasta de cimento (R): é o volume de pasta produzido por cada pé cúbico de

cimento, expresso em pés cúbicos de pasta por pé cúbico de cimento;

- Retrogressão de resistência: perda de resistência à compressão observada em pastas de

cimento Portland hidratadas quando submetido à temperaturas superiores a 110ºC, em que

o C-S-H gel se converte em

-silicato dicálcico hidratado [Ca

(HSiO

)OH];

- Revestimento: tubo constituído de aço especial, materiais compósitos ou outros materiais,

utilizado para revestir e proteger as paredes do poço.

- Sedimentação: processo menos severo de segregação;

- Segregação: processo intenso de separação da água e das partículas de cimento na pasta

fresca. Este fenômeno ocorre em função da floculação das partículas de cimento que são

forçadas para baixo devido á força gravitacional e, conseqüentemente, forçam o

movimento ascensional da água;

- Silica flour: sílica cristalina finamente moída (φ < 75 µm) que é adicionada ao cimento

Portland para funcionar como agente antiretrogressão;

- Silica sand: sílica cristalina moída (75 µm < φ < 210 µm) que é adicionada (por

substituição) ao cimento Portland para funcionar como agente antiretrogressão;

- Taxa de deformação (γ): expressa a variação de velocidades de uma pasta cisalhando entre

duas superfícies que se movem uma em relação à outra;

- Tempo de bombeabilidade (TB): é o tempo requerido para que a pasta de cimento atinja

50 unidades Bearden nas condições de ensaio;

271

- Tempo de bombeamento: sinônimo de tempo de cimentação, exceto nos casos onde um

volume de pasta de cimento é misturado previamente para deslocamento de um poço.

Nesta circunstância, o tempo de bombeabilidade será o tempo de cimentação total menos o

tempo necessário para misturar a pasta;

- Tempo de espessamento (TE): é o período de tempo requerido para que a pasta de

cimento, com uma dada composição, atinja 100 unidades Bearden nas condições de ensaio

ou sob uma dada condição de poço;

- Tensão de cisalhamento (τ): é a tensão gerada pela resistência ao escoamento de um fluido

relativo a um dado gradiente de velocidade;

- Tie back: complementação do liner até a superfície quando problemas exigem proteção do

revestimento anterior;

- Trabalhabilidade: propriedade que o concreto apresenta de se deixar manusear

(consistência), sob certas condições, sem perder sua homogeneidade (coesão);

- Tubulação de revestimento: também denominado de coluna ou tubo de revestimento, é a

tubulação de aço com diâmetro variável e fixada por meio da cimentação à formação

rochosa, que vai da superfície terrestre até o fundo do poço de petróleo. Nela são

realizadas todas as operações de produção de petróleo.

- Unidade Bearden (Uc): número adimensional que representa a resistência oferecida pela

pasta de cimento ao movimento das palhetas do consistômetro pressurizado, medido pelo

grau de deflexão da mola do potenciômetro desse aparelho, através de torques

equivalentes.

- Viscosidade plástica (VP): é a constante de proporcionalidade entre a tensão de

cisalhamento e a taxa de deformação para tensões superiores ao limite de escoamento.

Matematicamente, é o coeficiente angular da reta do modelo de Bingham;

- Volume específico ou absoluto: é a relação entre o volume do material e a sua respectiva

massa, sendo expresso em galões por libra. É o inverso da massa específica.

272

- Zona de transição: interface entre a pasta de cimento Portland e os agregados, no caso de

concretos convencionais e entre a pasta de cimento Portland e a formação, no caso de

poços de petróleo;

- Zona de interesse ou formação de interesse: é a formação que contém óleo ou gás em

quantidade comercial.

273

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