anÁlise da influÊncia dos parÂmetros de lanÇamento

I

“ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE LANÇAMENTO DE

DUTOS NO DIMENSIONAMENTO DA ÁREA DE OPERAÇÃO SEGURA”

Rafael Tsuha Fachini

Projeto de Graduação apresentado ao curso de

Engenharia Naval e Oceânica da Escola

Politécnica, Universidade Federal do Rio de

Janeiro, como parte dos requisitos necessários á

obtenção do título de Engenheiro Naval e

Oceânico.

Orientador: Carl Horst Albrecht

Rio de Janeiro

Março de 2015

II

ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE LANÇAMENTO DE

DUTOS NO DIMENSIONAMENTO DA ÁREA DE OPERAÇÃO SEGURA


PROJETO DE CONCLUSÃO DE CURSO DE GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA

NAVAL E OCEÂNICA APRESENTADO AO DEPARTAMENTO DE

ENGENHARIA NAVAL E OCEÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA, UFRJ,

COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS À OBTENÇÃO DO TÍTULO

DE BACHAREL EM ENGENHEIRA NAVAL E OCEÂNICA.

Examinada por:

________________________________________________

Prof. Carl Horst Albrecht, D.Sc.

________________________________________________

Prof. Severino Fonseca da Silva Neto, D.Sc.

________________________________________________

Eng. Mauro Henrique Alves de Lima, D.Sc.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

MARÇO DE 2015

III

Tsuha Fachini, Rafael

Analise da influência dos parâmetros de

lançamento de duto no dimensionamento da área de

operação segura / Rafael Tsuha Fachini. – Rio de

Janeiro: UFRJ, 2015.

XI, 81 p.: il., iv; 29,7 cm.


Projeto de Graduação – UFRJ/ POLI/ Engenharia

Naval e Oceânica, 2015.

Referências Bibliográficas: p. 81.

1. SAFOP. 2. Stinger. 3. S-Lay. I. Horst Albrecht,

Carl. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro,

Escola Politécnica, Engenharia Naval e Oceânica. III.

Analise da influência dos parâmetros de lançamento de

duto no dimensionamento da área de operação segura.

IV

DEDICATÓRIA

Dedico este trabalho de fim de curso a todos os que estiveram comigo ao longo desses 6

anos de curso, a minha família e meus amigos, que sempre me deram todo o apoio e

moral para que eu pudesse concluir esta graduação.

V

AGRADECIMENTOS

Agradeço a minha família pelo apoio, emocional e financeiro, ao longo de toda a minha

trajetória na graduação. Aos engenheiros e doutores Carlos Alberto Duarte de Lemos e

Allan Carré, pela oportunidade dada para iniciar minha vida profissional, além de todo

suporte técnico e grande aprendizado ao longo do meu período de estágio no CENPES-

PETROBRAS. Aos meus amigos e companheiros de trabalho da Wood Group Kenny

(WGK), os quais me ajudaram a evoluir como profissional e a todos os funcionários e

estudantes do LAMCSO (Laboratório de Métodos Computacionais e Sistemas

Offshore), em especial ao meu orientador Carl Horst Albrecht e aos doutores Mauro

Henrique Alves de Lima Junior e Bruno da Fonseca Monteiro pela grande atenção dada

durante os meses em que estive desenvolvendo este trabalho no laboratório.

VI

Resumo do Projeto de Conclusão de Curso apresentado ao Departamento de Engenharia

Naval e Oceânica da Escola Politécnica, UFRJ, como parte dos requisitos necessários

para a obtenção do grau de Bacharel em Engenharia Naval e Oceânica.

ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE LANÇAMENTO DE

DUTOS NO DIMENSIONAMENTO DA ÁREA DE OPERAÇÃO SEGURA


Março/2015


Programa: Engenharia Naval e Oceânica

Mais estudos na área de procedimentos de instalação S-lay tem sido demandada nos

dias de hoje tendo em vista as novas descobertas do Pré-Sal e a necessidade de

produção do mercado do petróleo devido ao grande desenvolvimento tecnológico e a

demanda energética do mundo. A importância da questão operacional da instalação S-

Lay tem sido cada vez mais discutida em congressos de tecnologia e conferências sobre

engenharia oceânica. Neste contexto, o presente trabalho aborda um estudo da

influência dos parâmetros de instalação S-Lay no dimensionamento da área de operação

segura (SAFOP), tendo como estudo de caso a barcaça de instalação da PETROBRAS,

a BGL-1.

VII

Abstract of the Course Conclusion Project presented to the Department of Naval and

Oceanic Engineering of the Polytechnic School as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Bachelor in Naval and Oceanic Engineering (B.Sc.)

STUDY OF S-LAY PARAMETERS FOR SAFETY AREA FOR OPERATIONAL’S

(SAFOP) DIMENSIONING


March/2015

Advisors: Carl Horst Albrecht

Department: Naval and Oceanic Engineering

More studies in the S -lay installation procedures have been sued today in view of the

new discoveries of pre-salt and the need for production of the oil market due to great

technological development and energy demand in the world. The importance of

operational issue of S -Lay installation has been increasingly discussed in technology

congresses and conferences on subsea and offshore engineering. In this context, this

Course Conclusion Project discusses a study of the influence of S -Lay installation

parameters in the design of safe operating area (SAFOP) and as a case study the barge

PETROBRAS installation, BGL- 1.

VIII

Sumário

1. Introdução ................................................................................................................. 1

1.1 Contexto e Motivação ........................................................................................ 1

1.2 Objetivo.............................................................................................................. 2

1.3 Estruturação do relatório .................................................................................... 3

2. Conceitos Gerais sobre Dutos submarinos e Procedimentos de Instalação.............. 4

2.1 Dutos Submarinos .............................................................................................. 4

2.2 Procedimentos de Instalação .............................................................................. 5

2.3 O método S-Lay ............................................................................................... 10

2.4 Equipamentos utilizados para instalação S-Lay ............................................... 11

2.5 Conceito de SAFOP ......................................................................................... 14

3. Modelo SITUA-Prosim .......................................................................................... 15

3.1 Modelo Hidrodinâmico da embarcação ........................................................... 15

3.2 Modelo em elementos finitos do duto .............................................................. 18

4. Critérios de Projeto ................................................................................................. 21

4.1 Critério de deformação na região de OverBend (DNV OS-F101) ................... 21

4.2 Critério de tensão efetiva na região de SagBend (DNV OS-F101) ................. 22

4.3 Critério de Pagamento de Linha (Operacional) ............................................... 23

5. Metodologia de análise ........................................................................................... 24

5.1 Dimensionamento das propriedades do duto ................................................... 25

5.2 Definição das propriedades do Stinger ............................................................ 29

5.3 Definição das propriedades da Máquina de Tração ......................................... 32

5.4 Definição dos casos de Carregamento ............................................................. 33

5.4.1 Carregamento “Quase-Estático” (movimento prescrito) .......................... 33

IX

5.5 Execução das análises ...................................................................................... 36

5.6 Ferramenta de Pré e Pós processamento das análises ...................................... 37

6. Resultados ............................................................................................................... 38

6.1 Análise Estática ................................................................................................ 38

6.1.1 Duto 16 polegadas e a variação do raio do stinger ................................... 41

6.1.2 Duto de 18 polegadas e variação do raio do stinger ................................. 43




6.1.6 Conclusões e comentários sobre as análises estáticas .............................. 52

6.2 Análise Quase estática (movimento prescrito) ................................................ 54






7. Conclusão ............................................................................................................... 75

8. Considerações para trabalhos futuros ..................................................................... 76

9. Bibliografia ............................................................................................................. 77

10. Anexo I ................................................................................................................... i

10.1 Pós Processamento dos 15 casos estáticos. ..................................................... i

10.2 Pós Processamento de caso quase estático .................................................... iv

X

Sumário de Figuras

Figura 1 -Representação de uma barcaça de lançamento (Fonte: www.pbjv.com.my). .. 1

Figura 2-Tela 3-D do SITUA-Prosim. .............................................................................. 2

Figura 3-Representação de um arranjo de dutos submarinos (fonte:

http://www.ideasinmotioncontrol.com). ........................................................................... 4

Figura 4- Disposição das linhas do topo até leito marinho (fonte: JEE pipeline, riser and

subsea engineering). ......................................................................................................... 5

Figura 5-Representação de uma configuração de dutos S-Lay (fonte: JEE pipeline, riser

and subsea engineering).................................................................................................. 10

Figura 6 -Representação do Stinger (fonte: http://www.huismanequipment.com). ....... 11

Figura 7-Disposição dos roletes (em verde) ao longo da BGL-1 (fonte:

http://www.liderroll.com.br/WP/services-view/petrobras-roletes-stinger). ................... 12

Figura 8-Exemplo de um equipamento tensionador (fonte: JEE pipeline, riser and

subsea engineering). ....................................................................................................... 13

Figura 9-Representação esquemática da envoltória de um SAFOP. .............................. 14

Figura 10-Modelo tridimensional BGL-1 e Stinger. ...................................................... 16

Figura 11-Descrição do movimento prescrito em NE realizado no presente trabalho. .. 17

Figura 12-Orientação dos eixos adotada no modelo da BGL-1. .................................... 18

Figura 13-Interface do Situa-Prosim para modelação do duto. ...................................... 19

Figura 14-Interface para geração da malha de elementos finitos do SITUA-Prosim. .... 20

Figura 15-Critério de operação da BGL-1. ..................................................................... 23

Figura 16-Modelo da BGL-1 com Stinger e duto........................................................... 24

Figura 17-Forças atuantes no pipeline devido as forças ambientais .............................. 25

Figura 18- Propriedades do Stinger. ............................................................................... 30

Figura 19-Representação do modelo em elementos finitos do stinger. .......................... 31

Figura 20-Representação da máquina de tração. ............................................................ 32

XI

Figura 21-Variação das onze (11) direções do movimento prescrito, considerando

embarcação aproada para a direção Norte verdadeiro (True North). ............................. 34

Figura 22-Casos de carregamento gerados para análise de movimento prescrito. ......... 35

Figura 23 –Metodologia para cálculo do SAFOP (área de Operação segura). ............... 36

Figura 24 – Definição das regiões de interesse para cada um dos 15 modelos gerados. 38

Figura 25 – Queda de patamar da tensão-deformação porque 𝑅𝑠 < 𝑅𝑟. ....................... 49

Figura 26 – descrição gráfica das regiões de over e sagbend (estática) para o duto de 18

polegadas. ....................................................................................................................... 52

Figura 27 – Distribuição de momentos ao longo do duto no stinger [8]. ....................... 53

1

1. Introdução

1.1 Contexto e Motivação

A indústria Offshore tem se desenvolvido nas últimas décadas em conjunto com novas

tecnologias e a demanda pelo consumo de petróleo no mundo. No cenário brasileiro, as

descobertas de novas reservas petrolíferas ao longo da costa têm refletido positivamente

para a necessidade do avanço e organização de procedimentos de instalação, perfuração,

exploração e produção de Petróleo em lâminas da água cada vez mais profundas.

Neste contexto, o presente trabalho tem foco voltado para instalação de flow lines ao

longo da costa brasileira, em profundidade de 100 metros de profundidade, utilizando-se

uma embarcação chamada BGL-1 (Balsa Guindaste de lançamento 1), da

PETROBRAS, que utiliza procedimento de instalação S-Lay para dutos rígidos

submarinos.

Figura 1 -Representação de uma barcaça de lançamento (Fonte: www.pbjv.com.my).

2

Ao longo dos anos, diversas ferramentas têm sido utilizadas para execução de

análises\simulações voltadas para projetos de instalação S-Lay na BGL-1 com o intuito

de prever o comportamento estrutural do duto rígido em meio aos carregamentos

ambientais, como onda, corrente e vento, permitindo assim uma operação de instalação

segura para toda tripulação.

A execução destas simulações tem se mostrado cada vez mais importante, tendo em

vista as condições ambientais adversas encontradas pela tripulação durante a instalação

e a falta de um procedimento teórico robusto o bastante para assegurar uma operação

sem a possibilidade de erros e acidentes graves com a tripulação e com os equipamentos

utilizados no procedimento.

1.2 Objetivo

O objetivo do presente trabalho é a avaliação/estudo da influência do raio de curvatura

da rampa stinger e diâmetro do duto na zona/área de operação segura, o SAFOP

(safety area for operation), utilizando como ferramenta metodológica o módulo

PetroPipe do sistema SITUA-Prosim desenvolvido pelo LAMCSO (Laboratório de

Métodos Computacionais e Sistemas Offshore), do PEC/COPPE/UFRJ.

Figura 2-Tela 3-D do SITUA-Prosim.

3

1.3 Estruturação do relatório

O Capítulo 2 apresenta Conceitos gerais sobre dutos submarinos, como a descrição dos

tipos, funcionalidades e os métodos empregados para a instalação de dutos rígidos. No

Capítulo 3 há uma breve contextualização do modelo teórico que será utilizado como

base para a metodologia de execução das simulações, como o método de instalação S-

Lay, além de informações gerais/genéricas sobre os equipamentos utilizados durante o

procedimento de instalação. No final do capítulo 3 é apresentado o modelo da

embarcação de lançamento modelada no Software SITUA-Prosim e uma breve

explicação teórica sobre o mesmo (elementos finitos e hidrodinâmica do modelo)

No Capítulo 4 são apresentados os critérios de análise, normas/regulamentos da DNV

(Det Norske Veritas) relevantes para o presente trabalho, além de um critério

operacional particular da BGL-1 que foram considerados no pós processamento dos

resultados das análises executadas. O Capítulo 5 inicia-se com uma descrição sucinta

sobre o software SITUA-Prosim seguido da definição dos elementos parametrizados ao

longo do modelo, como a definição das propriedades dos dutos e as particularidades dos

três (3) Stingers utilizados. Neste mesmo capítulo define-se os casos de carregamento e

quais análises serão feitas de acordo com o estudo de caso apresentado neste projeto.

Os Capítulo 6 apresenta os resultados das simulações assim como os comentários e

conclusões pertinentes acerca das análises realizadas durante o desenvolvimento do

presente projeto

4

2. Conceitos Gerais sobre Dutos submarinos e

Procedimentos de Instalação

2.1 Dutos Submarinos

Flow Lines ou dutos submarinos são responsáveis pelo escoamento de fluidos (água,

óleo ou gás) por grandes distâncias Horizontais. Eles são responsáveis pela conexão

entre poços até os manifolds, plataforma e cabeça de poço, entre outras interligações

submarinas.

Figura 3-Representação de um arranjo de dutos submarinos (fonte:

http://www.ideasinmotioncontrol.com).

5

2.2 Procedimentos de Instalação

Para o procedimento de instalação de Flow-lines existem 3 tipos mais comuns: J-Lay,

Reel-Lay e S-Lay os quais serão brevemente apresentados a seguir. A Figura 4

representa de forma esquemática os principais disposições das linhas que estão sendo

instaladas.

Figura 4- Disposição das linhas do topo até leito marinho (fonte: JEE pipeline, riser and

subsea engineering).

O método J-Lay é utilizado para lâminas da água profundas e ultra profundas de modo

a minimizar as forças horizontais de topo e no fundo (contato do duto com o solo

marinho). Na tabela abaixo encontram-se vantagens e desvantagens da utilização do

método J-Lay [1]

Tabela 1-Vantagens e desvantagens da aplicação do método de instalação J-Lay.

Método J-Lay

Vantagem

É aconselhável sua utilização para

instalações em lâminas da água ultra

profundas.

6

Método J-Lay

Vantagem Garante instalação de todos os diâmetros

de dutos.

Vantagem Maior controle de flexão no duto e maior

controle do Lay-out de instalação

Vantagem

TDP fica relativamente próximo a

barcaça de instalação, fato que torna mais

fácil seu direcionamento.

Desvantagem

Algumas embarcações requerem a

instalação de colares/suportes especiais

para a instalação J-Lay

Desvantagem

Se para uma mesma rota de instalação a

lâmina da água ficar rasa, o ângulo em

relação a horizontal da torre de instalação

J-Lay deve ser diminuído. Caso a rota de

instalação passe por águas muito rasas

(200 m) a embarcação deve ser capaz de

executar a instalação S-lay e J-Lay.

O método S-Lay é utilizado para lâminas da água mais rasas e serve para realizar a

instalação de todos os tipos de pipeline. As vantagens e desvantagens deste método

estão apresentadas na tabela a seguir.

7

Tabela 2- Vantagens e desvantagens da aplicação do método de instalação S-Lay.

Método S-Lay

Vantagem

Todas as soldagens são feitas na posição

horizontal de forma a ser mais produtivo

se comparado ao método J-Lay.

Vantagem É adequado para instalação de todos os

diâmetros de dutos.

Vantagem/Desvantagem

Pode manejar facilmente pequenos

acessórios dos dutos, no entanto não é

possível a instalação de dutos com

grandes estruturas acopladas uma vez que

há restrições devido a geometria do

Stinger.

Vantagem

Buckle arrestors irão induzir maiores

concentrações de tensão nas regiões

próximas ao Stinger.

Desvantagem A rotação axial da linha é constante

durante esse tipo de instalação.

Desvantagem

Requer a presença de uma máquina de

tração para manter a linha tracionada

durante todo o procedimento de

instalação.

8

Já no método Reel-Lay o duto é soldado on-shore e transportado em “bobinas”(reels) o

que faz com que haja uma restrição de diâmetro e de tipo de solda. A instalação é

realizada com um duto sob ângulos de 70° em relação ao leito marinho e o

procedimento é rápido se comparado aos demais métodos. Vantagens e desvantagens da

aplicação do método são mostradas na tabela a seguir.

Tabela 3 -Vantagens e desvantagens da aplicação do método de instalação Reel-Lay.

Método Reel-Lay

Vantagem

Todas as soldagens são feitas on-shore,

minimizando a necessidade de soldagens

em ambiente Offshore.

Vantagem

É adequado para instalação de dutos de

pequeno diâmetro e com razão Diâmetro

espessura de aço pequenos, ou seja que

possuam menores raio mínimo de flexão

(Minimum Bending Radius ou MBR)

Vantagem

Se todos os pipelines puderem ser

colocados a bordo uma campanha de

instalação tem-se uma campanha de

instalação muito rápida.

Desvantagem

Se a rota for longa ou o diâmetro do duto

for relativamente grande todos os dutos

podem não caber na embarcação e nesse

caso a embarcação deverá recarregar e

voltar para o procedimento de instalação.

9

Método Reel-Lay

Desvantagem

Grandes deformações ocorrem no

pipeline (3 á 5%) devido ao enrolamento

na bobina.

Desvantagem

Acessórios estruturais de linha são

tipicamente difíceis de manusear e de

instalar.

10

2.3 O método S-Lay

O método de instalação que será abordado no presente trabalho será o S-Lay, visto que a

embarcação BGL-1 opera em regiões de lâminas da água que variam de 10 a 130

metros.

S-Lay consiste em apoiar o duto a ser instalado sobre a unidade de instalação por meio

de tracionadores e sua transição entre unidade flutuante-mar se dá por meio de uma

estrutura treliçada, o stinger. O nome S-lay se dá devido a geometria “em s” da

configuração durante o procedimento.

Figura 5-Representação de uma configuração de dutos S-Lay (fonte: JEE pipeline, riser

and subsea engineering).

Como ilustrado na Figura 5, a disposição da linha ao ser instalada possui uma região

reta ao longo do contato com o convés da embarcação, passando para uma região de

overbend na transição entre embarcação e mar por meio do stinger. Devido ao apoio

com o solo marinho, a curvatura do duto irá inverter-se de modo a estabelecer, após o

ponto de inflexão, uma disposição de sagbend até chegar no TDP (touch down point),

i.e, o ponto de contato com o solo marinho.

11

2.4 Equipamentos utilizados para instalação S-Lay

Os 3 principais equipamentos utilizados durante uma instalação S-lay serão

sucintamente explicados a seguir.

Stinger: trata-se de uma rampa que tem como objetivo fazer a transição do duto

entre embarcação e mar. É basicamente composta de uma estrutura metálica

treliçada que consegue resistir aos esforços fletores imprimidos pelo duto ao ser

instalado.

Figura 6 -Representação do Stinger (fonte: http://www.huismanequipment.com).

12

Roletes do Stinger: Os roletes do Stinger são os pontos de contato do duto com

o Stinger. Através deles são transferidos os esforços do duto para a estrutura em

treliça durante o procedimento de instalação. A Figura 7 mostra uma disposição

típica dos roletes.

Figura 7-Disposição dos roletes (em verde) ao longo da BGL-1 (fonte:

http://www.liderroll.com.br/WP/services-view/petrobras-roletes-stinger).

A representação do modelo de roletes no SITUA-Prosim se dá por meio de um

de seus módulos, chamado de Petropipe, que é responsável pela criação do

modelo que representa por meio de elementos finitos a função de cada rolete e

de seu respectivo berço (conjunto de roletes).

13

Máquina de tração: É um equipamento semelhante a um “puxador” que tem

como objetivo manter o duto tracionado durante a sua instalação instalado sem

que haja falhas estruturais e a consequente perda do mesmo.

Figura 8-Exemplo de um equipamento tensionador (fonte: JEE pipeline, riser and

subsea engineering).

A modelação de um tracionador, no SITUA-Prosim, assim como dos roletes, se

dá por meio do módulo Petropipe, definido seu comprimento, inclinação e os

patamares da tração imposta ao duto durante a operação de instalação. O modelo

de elementos finitos do tracionadosr funciona como um elemento escalar

generalizado, i.e., uma mola que tem como objetivo trabalhar (alongar-se ou

comprimir-se) de modo a manter a tensão de instalação da linha, ou pelo menos

manter um patamar de tensões. Para barcaças de instalação S-Lay, os

tracionadores operam geralmente entre +25% e -10% do patamar de tração

escolhido para o procedimento de instalação. Estes valores foram os adotados

para a modelação no SITUA-Prosim

14

2.5 Conceito de SAFOP

O SAFOP, em inglês, “Safety Area for operation”, trata-se de uma área na qual a

operação de instalação de dutos pode ser realizada de maneira segura, i.e., de modo que

a segurança da tripulação e do duto a ser instalado seja mantida. O conceito necessário

para o desenvolvimento do SAFOP estudado no presente trabalho, como será descrito

na seção 5, é relativamente simples, basta mover a embarcação em determinada direção

para saber em qual instante de tempo um dos critérios de projeto (ver seção 4) será

extrapolado.

Esta mesma análise deverá ser feita para várias direções de modo a construir uma

envoltória de valores que representam o SAFOP.

Figura 9-Representação esquemática da envoltória de um SAFOP.

15

3. Modelo SITUA-Prosim

O modelo teórico abortado no presente projeto deve englobar a hidrodinâmica da

embarcação BGL-1, que é composto pelo RAO e coeficientes hidrodinâmicos

necessários para definir as forças hidrodinâmicas no casco devido a ação de onda e o

modelo, em elementos finitos, da rampa Stinger (elemento de treliça) e do duto para

instalação (pórtico). O mesmo será representado utilizando o software SITUA-Prosim e

módulo PetroPipe, responsável pela modelação em elementos finitos, dos equipamentos

de instalação.

3.1 Modelo Hidrodinâmico da embarcação

O modelo Hidrodinâmico da embarcação é basicamente composto pelos coeficientes

hidrodinâmicos da embarcação com dados oriundos de algum software gerador da

resposta da embarcação sujeita a uma onda de altura unitária (1 m) incidente em

diversas direções, formando o RAO (Response amplitude operator) do sistema flutuante

em estudo. A barcaça de instalação BGL-1 tem as seguintes características:

Tabela 4-Dados da barcaça de lançamento BGL-1.

Comprimento (m) Pontal (m) Boca (m) Calado (m)

144.22 8.534 30.48 5.182

O modelo tridimensional juntamente com o stinger pode ser observado a seguir:

16

Figura 10-Modelo tridimensional BGL-1 e Stinger.

Para a execução apenas de análises de movimento prescrito, onde a embarcação é

deslocada sob a ação de uma velocidade constante os coeficientes hidrodinâmicos não

são necessários, uma vez que não há ondas incidindo na embarcação durante as análises.

No presente trabalho a embarcação a velocidade deste movimento prescrito adotada é de

0.1 metros por segundo (m/s) ao longo de 100 segundos, totalizando uma distância de

10 m percorrida pela BGL-1.

Já para análise dinâmica considerando carregamentos ambientais de onda, seja irregular

(descrição estatística do mar) ou regular (teoria de Airy) os coeficientes hidrodinâmicos

serão considerados no cálculo das equações do movimento. No presente trabalho não

serão realizadas análises dinâmicas, apenas análises quase-estáticas, i.e., apenas

movimento prescrito, sem a ação de forças dinâmicas.

17

Figura 11-Descrição do movimento prescrito em NE realizado no presente trabalho.

A orientação dos eixos adotada no modelo SITUA-Prosim da BGL-1 é apresentada a

seguir pela

Figura 12.

18

Figura 12-Orientação dos eixos adotada no modelo da BGL-1.

3.2 Modelo em elementos finitos do duto

O modelo de elementos finitos utilizado para representar os dutos rígidos modelados no

presente trabalho é o elemento de pórtico, visto que ele o é o mais indicado uma vez que

considera 6 (seis) graus de liberdade por nó, i.e, translação e rotação ao longo dos três

eixos coordenados X, Y, e Z. Com este tipo de elemento é possível considerar a rigidez

á flexão das linhas, de modo a representar linhas cuja rigidez á flexão é representativa,

tais como risers rígidos e flexíveis [5].

19

Figura 13-Interface do Situa-Prosim para modelação do duto.

No presente trabalho os dutos foram modelados com uma a malha de elementos finitos

de comprimento igual a 1 (um) metro na região do tracionador e barcaça. Na região de

stinger (over bend) optou-se por uma malha de 2 metros de comprimento. Finalmente

para a região do Sagbend, TDP até o ponto de âncora optou-se por uma malha de 4

metros de comprimento (Figura 14), visto que não houve necessidade de uma

discretização muito grande devido ao raio de curvatura elevado nesta região de fundo.

20

Figura 14-Interface para geração da malha de elementos finitos do SITUA-Prosim.

21

4. Critérios de Projeto

Para que o procedimento de instalação seja realizado de maneira segura e a integridade

do duto seja assegurada adotou-se para este projeto dois critérios simplificados da

DNV-OS-F101 (Submarine Pipeline Systems – October 2013), além de levar em conta

um critério operacional particular da BGL-1, como descritos a seguir.

4.1 Critério de deformação na região de OverBend (DNV OS-F101)

A DNV (Det Norsk Veritas) Considera valores limites para as deformações na região

de OverBend de acordo com o tipo de análise a se executar. Para análise estática, os

cálculos da norma levam em consideração os momentos atuantes no duto, forças axiais

e carregamento devido a ação dos roletes. Já para a dinâmica, o critério leva em

consideração todos os efeitos de carregamento mecânico no duto. A Tabela 5 a seguir

apresenta o critério em relação aos valores de deformação total do duto.

Tabela 5-Tabela para critério de deformação na Região de OverBend (DNV-OS-F101).

Critério

Critério de overbend

X70 X65 X60 X52

Estática 0.27% 0.25% 0.23% 0.21%

Dinâmica 0.33% 0.31% 0.29% 0.26%

22

4.2 Critério de tensão efetiva na região de SagBend (DNV OS-F101)

Já para a região de SagBend a DNV (Det Norsk Veritas) considera valores limites das

Tensões. Tanto para a análise estática quanto para a dinâmica a norma considera um

valor mínimo para a tensão equivalente igual a 87% da tensão de escoamento do Duto

a ser instalado.

𝜎𝑒𝑞 = 0.87 ∗ 𝜎𝑦

Define-se como tensão equivalente a tensão de Von Mises. O SITUA-Prosim efetua o

cálculo da tensão equivalente considerando as parcelas de Tensão “circunferencial”

(𝝈𝒉) (Hoop tension, devido ao gradiente de pressão interna e externa), Longitudinal

axial (𝝈𝒍) e uma tensão devido a momentos fletores e tensão radial (). A grosso

modo, a equação de Von Mises será dada por:

𝜎𝑒𝑞 = √𝜎𝑙2 + 𝜎ℎ

2 − 𝜎𝑙 ∗ 𝜎ℎ + 3 ∗ 2

23

4.3 Critério de Pagamento de Linha (Operacional)

O terceiro e último critério para análise consiste em um critério operacional particular

da embarcação BGL-1 em relação as restrições de suas estações trabalho (i.e, as

estações de solda). O mesmo estabelece que o movimento relativo de um ponto da linha

em relação a embarcação não poderá exceder 2 metros de deslocamento na direção

longitudinal da embarcação (dois metros é a distância entre as estações de trabalho da

BGL-1, ver Figura 15) de modo que não prejudique a soldagem e interfira portanto no

comportamento estrutural do duto a ser instalado. Vale ressaltar que a função da

máquina de tração é trabalhar de modo a manter a tração da linha, através do pagamento

ou recolhimento da mesma, que varia de acordo com a configuração s-lay do duto

durante sua instalação.

Figura 15-Critério de operação da BGL-1.

24

5. Metodologia de análise

Neste capítulo apresentaremos os parâmetros do modelo a serem variados e suas

respectivas propriedades utilizadas para modelação no software Situa-Prosim.

Basicamente, o caso a ser analisado é composto pela barcaça de instalação (BGL-1), um

duto a ser instalado (16, 18, 20, 22 e 24 polegadas de diâmetro), Stinger (150, 200 e 250

m de raios) e máquina de tração, que irá realizar instalação do tipo S-Lay sobre uma

profundidade fixa de 100 metros.

Figura 16-Modelo da BGL-1 com Stinger e duto.

25

5.1 Dimensionamento das propriedades do duto

Para garantir que o estudo de parametrização do diâmetro de duto represente de maneira

consistente as propriedades que devem ser consideradas para a síntese do modelo do

SITUA, como volume submerso e Peso por Comprimento, foram selecionados dados

como diâmetro externo, espessuras de paredes (aço, concreto e revestimentos

corrosivos) de modo que o duto estivesse dentro dos limites de estabilidade estática

absoluta, de acordo com as regras previstas pela norma DNV-RP-F109 [2].

A estabilidade Estática absoluta garante que as cargas ambientais atuantes no duto

sejam menores do que as forças de resistência do solo, ou seja, garanta que o duto não

irá se mover devido as cargas hidrodinâmicas nele atuantes.

Figura 17-Forças atuantes no pipeline devido as forças ambientais

Vale ressaltar que, além da estabilidade estática absoluta, existem mais duas

metodologias para garantir que o duto a ser projetado esteja de acordo para operar com

segurança, o método da estabilidade generalizada (Estabilidade estática com

pequenos deslocamentos) e Análise Dinâmica de estabilidade (Estabilidade

considerando carregamentos dinâmicos e movimentos da linha devido a esse histórico

de carregamentos), estas não foram abordadas no escopo deste trabalho. A Tabela 6

mostra os diâmetros mais utilizados na indústria.

26

Tabela 6-Em verde os valores usuais para o diâmetro dos dutos.

Tipos de Linhas Pipe Outer Diameter (inches;polegadas)

6 5/8 8 5/8 10 ¾ 12 ¾ 14 16 18 20 22 24

Produção (wet insulation)

Produção (PIP inner D)

Produção (PIP outer D)

Injeção de água

Injeção de gás

Serviço

Exportação de gás

Exportação de óleo

No presente trabalho serão estudados os dutos de 16, 18, 20, 22 e 24 polegadas de

diâmetro externo. O aço escolhido para o cálculo das propriedades físicas do duto foi o

X60. Á seguir encontram-se as formulações matemáticas utilizadas para o cálculo

dessas propriedades.

𝜌𝑠 = 76812.30 𝑁

𝑚3 (𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑜 𝑎ç𝑜)

ʋ = 0.3 (𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑜𝑖𝑠𝑠𝑜𝑛)

𝐸 = 207𝐺𝑃𝑎 (𝑀ó𝑑𝑢𝑙𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑙𝑎𝑠𝑡𝑖𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒)

𝐺 =𝐸

2. (1 + ʋ)= 79.61𝐺𝑃𝑎 (𝑀ó𝑑𝑢𝑙𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑙𝑎𝑠𝑡𝑖𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙)

𝑓𝑦 = 414𝑀𝑃𝑎 (𝑇𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑐𝑜𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑜 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙, 𝐴𝑃𝐼[3])

𝑓𝑢 = 517𝑀𝑃𝑎 (𝑇𝑒𝑛𝑠ã𝑜 ú𝑙𝑡𝑖𝑚𝑎 𝑑𝑜 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙, 𝐴𝑃𝐼[3])

27

Para todos os diâmetros de duto estudados utilizou-se uma camada de concreto de

densidade:

𝜌𝑐 = 21974 𝑁

𝑚3 (𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑜 𝑐𝑜𝑛𝑐𝑟𝑒𝑡𝑜)

Optou-se por fixar a espessura da parede de aço X60 no valor de 0.607 polegadas

(0.01541 m) para os dutos de diferentes diâmetros, deste modo:

𝑡𝑠 = 0.01541 𝑚 (𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑠𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑎 𝑝𝑎𝑟𝑒𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑎ç𝑜)

A partir das informações anteriores, o cálculo do diâmetro interno do duto se dá pela

fórmula:

𝑑𝑠 = 𝐷𝑠 − 2. 𝑡𝑠

Onde:

𝑑𝑠 → 𝑑𝑖â𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 (𝑚)

𝐷𝑠 → 𝐷𝑖â𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑒𝑥𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 (𝑚)

𝑡𝑠 → 𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑠𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑜 𝑑𝑢𝑡𝑜 (𝑚)

Deste modo a área da seção transversal de aço pode ser calculada por:

𝐴𝑠 = 𝜋

4. (𝐷𝑠

2 − 𝑑𝑠2) (𝑚2)

A espessura de concreto (𝑡𝑐), em metros, foi escolhida de modo que o duto atingisse a

estabilidade absoluta de acordo com [2]. A área de concreto será dada pela fórmula a

seguir:

𝐴𝑐 = 𝜋

4. ((𝐷𝑠 + 2. 𝑡𝑐)2 − (𝐷𝑠)2) (𝑚2)

28

O cálculo do peso específico do duto, para entrada no SITUA-Prosim, é descrita pela

fórmula:

𝑃𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑜 𝐷𝑢𝑡𝑜 = (𝐴𝑠. 𝑡𝑠 − 𝐴𝑐 . 𝑡𝑐)

𝐴𝑠

A Tabela 7 mostra as dimensões principais dos dutos utilizados, assim como as

espessuras e pesos específicos utilizados para síntese dos modelos no SITUA-Prosim.

Tabela 7-Propriedades utilizadas para os cinco (5) diâmetros de dutos considerados para

a análise paramétrica.

Diâmetro Externo

(pol)

Diâmetro Externo

(m)

Expessura (pol)

Expessura (m)

Expessura (mm)

Diâmetro Interno

(pol)

Diâmetro Interno

(m)

Espessura da parede

de concreto

(pol)

Espessura da parede

de concreto

(mm)

Peso específico do duto (KN/m3)

16 0.406 0.607 0.015 15.418 14.786 0.376 1.417 36.000 134.86

18 0.457 0.607 0.015 15.418 16.786 0.426 1.969 50.000 158.62

20 0.508 0.607 0.015 15.418 18.786 0.477 2.756 70.000 193.87

22 0.559 0.607 0.015 15.418 20.786 0.528 2.953 75.000 201.49

24 0.610 0.607 0.015 15.418 22.786 0.579 3.250 82.550 213.86

29

5.2 Definição das propriedades do Stinger

Na presente seção serão definidas e relatadas as propriedades de cada um dos três (3)

stingers modelados para a execução das análises paramétricas de variação do raio de

curvatura desta estrutura de transição do riser entre barcaça e mar.

Os raios de stinger (Rs) considerados serão de 150, 200 e 250 metros. Adotou-se que,

para quase todos os modelos, o raio da rampa do stinger deveria ser igual ao raio do

stinger (com exceção do modelo com Rs = 150 e diâmetro de 22 e 24 polegadas, em

que adotou-se raios de rampa iguais a 300 m, como será visto na seção 6.1.4 e 6.1.5),

desta forma:

𝑅𝑟 = 𝑅𝑠

Optou-se por fixar algumas propriedades do stinger e variar somente seu raio. Deve-se

notar que para os trechos curvo e reto, pertencentes a rampa do stinger, fixou-se seus

comprimentos em 36 e 32 metros, respectivamente, enquanto que o stinger ficou com

um comprimento igual a 60 metros. Com base em dados da barcaça de instalação,

adotou-se uma inclinação para o trecho reto (ϴ) de 0.4°, como descrito pela Figura 18.

30

Figura 18- Propriedades do Stinger.

Para modelação do Stinger, forma utilizadas as seguintes dimensões para todos os raios

de curvatura analisados:

Rampa do Stinger

Espaçamento entre berços (m):

Trecho curvo 8

Trecho reto 6

Stinger

Espaçamento entre roletes (m):

1.5

31

Figura 19-Representação do modelo em elementos finitos do stinger.

32

5.3 Definição das propriedades da Máquina de Tração

Como descrito na seção 2.4 a máquina de tração é responsável pela manutenção de um

determinado patamar de tensão de modo a garantir a disposição do duto em “S” durante

sua instalação. No SITUA-Prosim, a representação deste equipamento é feita por meio

de elementos finitos com um elemento chamado de escalar generalizado, que é

basicamente uma mola que se deforma com o intuito de manter a tração de topo da

linha.

Figura 20-Representação da máquina de tração.

Durante a instalação a variação de tração provocada pela ação de carregamentos

dinâmicos como onda, corrente e vento faz com que a máquina trabalhe. Durante as

análises do projeto, como será visto nas seções a seguir, o critério operacional de

pagamento de linha irá avaliar se a deformação do elemento escalar generalizado foi

igual ou maior do que 2 metros, que é a distância entre as estações de solda.

33

5.4 Definição dos casos de Carregamento

Nesta seção serão definidas as condições e casos de carregamento “quase-estático”

(apenas movimento prescrito) a serem implementadas nas análises deste projeto.

5.4.1 Carregamento “Quase-Estático” (movimento prescrito)

Os parâmetros de carregamento estático do modelo a serem considerados são Diâmetro

do duto e Raio do Stinger. Para cada combinação gerada de modelo da embarcação

serão impostos movimentos prescritos de 10 metros em 11 direções distintas

(descritas na Tabela 8) de modo que se possa avaliar quais são os máximos Offsets que

a BGL-1 poderá suportar sem que haja qualquer dano estrutural no duto analisado e que

o critério operacional não seja extrapolado. Ainda nesta tabela DX significa o

movimento total da embarcação na direção X do eixo global (apontado para o Norte) e

DY o movimento total da embarcação na direção Y global (apontado pra o Oeste).

Tabela 8-Direções de offset considerados na análise.

Direção Ângulo com

Norte (°) DX (m) DY (m)

NNE 22.50 9.24 -3.83

NE 45.00 7.07 -7.07

NEENE 56.25 5.56 -8.31

ENE 67.50 3.83 -9.24

ENEE 78.75 1.95 -9.81

E 90.00 0.00 -10.00

EESE 101.25 -1.95 -9.81

ESE 112.50 -3.83 -9.24

ESESE 123.75 -5.56 -8.31

SE 135.00 -7.07 -7.07

SSE 157.50 -9.24 -3.83

34

A embarcação, representada no modelo do SITUA-Prosim, estará com a proa

direcionada para a região Norte, como esquematizado na Figura 21 a seguir.

Figura 21-Variação das onze (11) direções do movimento prescrito, considerando

embarcação aproada para a direção Norte verdadeiro (True North).

35

Um total de 165 casos de carregamento foram gerados para análise de movimento

prescrito, como mostrado abaixo:

Figura 22-Casos de carregamento gerados para análise de movimento prescrito.

Deste modo a síntese de 15 modelos foram necessárias para representar a variação do

raio do stinger (3 valores) e diâmetro do duto (5 valores).

36

5.5 Execução das análises

A síntese dos modelos e execução de todas as análises passaram pela seguinte

metodologia:

Figura 23 –Metodologia para cálculo do SAFOP (área de Operação segura).

O cálculo do SAFOP é relativamente simples, após a execução das análises de

movimento prescrito, para cada direção do movimento prescrito, encontra-se o tempo

mínimo (tcritico) em que um dos três critérios de projeto descritos na seção 4 foi

excedido. Calculamos então a distância em que a barcaça percorreu neste tempo mínimo

(dmáxima).

𝑑𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑎 = 𝑉𝑚𝑜𝑣𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑐𝑟𝑖𝑡𝑜. 𝑡𝐶𝑟𝑖𝑡𝑖𝑐𝑜

Onde: 𝑉𝑚𝑜𝑣𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑐𝑟𝑖𝑡𝑜 = 0.1 m/s

Após a execução das análises e cálculo do SAFOP’s iremos comparar os resultados das

análises considerando as variações paramétricas feitas e a influência da variação do raio

do stinger na definição do SAFOP.

37

5.6 Ferramenta de Pré e Pós processamento das análises

Ao longo do projeto, houve a necessidade de desenvolver uma ferramenta para o pré e

pós processamento de cada condição de carregamento quase estático, i.e., para a geração

e tratamento de resultados de saída do software SITUA-Prosim.

Para tal objetivo, utilizou-se a linguagem Python e o auxílio das bibliotecas NumPy [6]

(Numeric Python) e XlsxWriter 0.6.6 [7], de modo a criar um código capaz de realizar a

geração de modelos, arquivos batch, processamento de dados e criação de planilhas e

gráficos no Excel para automatizar o processo.

Os códigos são abertos e encontram-se no Anexo I ao final deste relatório.

38

6. Resultados

6.1 Análise Estática

Após a síntese dos modelos no SITUA-Prosim se faz necessária a definição das regiões

de sag e over-bend para avaliação correta dos critérios descritos pelas seções 4.1 e 4.2.

Na figura e tabela abaixo se encontram as definições destas duas regiões de interesse

para cada um dos modelos.

Figura 24 – Definição das regiões de interesse para cada um dos 15 modelos gerados.

Na tabela Tabela 9 estão descritos as regiões de sag e overbend para cada um dos 15

modelos gerados para análise estática, nota-se que os valões, em metros, destas duas

grandezas são em relação a distância da Âncora, de acordo com o definido na Tabela 9.

39

Tabela 9 – Definição das regiões de sab e overbend para as 15 análises estáticas.

Diâmetro (pol) 16 pol

Rs (m) 150 200 250

Overbend (m) 1508~1593 1508~1593 1503~1593

SagBend (m) 1201~1508 1079~1508 971~1503


Rs (m) 150 200 250

Overbend (m) 1512~1593 1503~1593 1503~1593

SagBend (m) 1164~1512 1117~1503 1008~1503


Rs (m) 150 200 250

Overbend (m) 1496~1593 1496~1593 1496~1593

SagBend (m) 1253~1496 1153~1496 1030~1496


Rs (m) 150 200 250

Overbend (m) 1503~1593 1498~1593 1500~1593

SagBend (m) 1228~1503 1136~1498 1022~1500


Rs (m) 150 200 250

Overbend (m) 1507~1607 1497~1607 1501~1607

SagBend (m) 1201~1507 1125~1497 1008~1501

A seguir são apresentados os resultados da análise estática considerando os 15 modelos

gerados variando-se o raio do Stinger e diâmetro do duto. As trações consideradas para

cada modelo são descritas pela

Tabela 10 a seguir.

Tabela 10 – Trações de topo consideradas para a máquina de tração dos modelos.


Rs (m) 150 200 250

Tração da

Máquina (kN) 763.90 1360.00 2000.00


Rs (m) 150 200 250

Tração da

Máquina (kN) 850.00 1600.00 2500.00


Rs (m) 150 200 250

Tração da 1100.00 1950.00 3100.00

40

Máquina (kN)


Rs (m) 150 200 250

Tração da

Máquina (kN) 1450.00 2350.00 3800.00


Rs (m) 150 200 250

Tração da

Máquina (kN) 2800.00 2650.00 4500.00

41

6.1.1 Duto 16 polegadas e a variação do raio do stinger

Para o duto de 16 polegadas variou-se o raio do stinger nos valores 150, 200 e 250 m e

avaliou-se, segundo os critérios da DNV OS-F101 [5] descritos na seção 4.1 e 4.2 os

valores da tensão de Von Mises e a deformação para estas configurações, como

mostrado no Gráfico 1 e 2 a seguir.

Gráfico 1 – Valores de tensão de Von Mises para Duto de 16 polegadas.

0

50000

100000

150000

200000

250000

300000

350000

400000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Vo

n M

ise

s (K

N/m

2)

Distância da Âncora (m)

Configuração Estática - Duto 16 pol

150 m 200 m 250 m DNF-F-101-VM

42

Gráfico 2 – Valores de deformação para Duto de 16 polegadas.

Nestes três modelos vale ressaltar que as tensões e deformações atingem seu valor

máximo em um ponto que está localizado no Stinger (Von Mises= 338893.2 KPa).

Observa-se que o ponto localizado a uma distância horizontal de 1508.96 m da âncora é

o local mais próximo do ponto de inflexão da configuração S-Lay, por isso há uma

queda acentuada da tensão. Os patamares mais baixos para os valores de tensão e

deformação, para os 3 raios do stinger estudados se encontram na região compreendida

entre o ponto de âncora e o TDP da configuração do duto.

Vale ressaltar que o duto submetido ao menor raio de stinger (Rs = 150 m) foi o que

apresentou maiores valores de tensão na região de overbend, uma vez que os menores

raios de curvatura provocam aumento de tensão significativo devido a um maior

momento fletor.

Observa-se que tanto os critérios de tensão (para sagbend) e de deformação (overbend)

encontram-se dentro dos limites de normas da DNV [5].

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

De

form

ação

(-)



150 m 200 m 250 m DNF-F-101-Deformação

43

6.1.2 Duto de 18 polegadas e variação do raio do stinger

Analogamente ao duto de 16 polegadas, para o de 18 polegadas variou-se o raio do

stinger nos valores 150, 200 e 250 m e avaliou-se, segundo os critérios da DNV OS-

F101 [5] descritos na seção 4.1 e 4.2 os valores da tensão de Von Mises e a deformação

para estas configurações, como mostrado no Gráfico 3 e 4 a seguir.


0

50000

100000

150000

200000

250000

300000

350000

400000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Vo

n M

ise

s (K

N/m

2)



150 m 200 m 250 m DNF-F-101-VM

44


Para este caso vale ressaltar que o limite para a tensão de Von Mises foi excedido na

região que compreende o overbend, que possui como critério a deformação, que como

podemos perceber pelo Gráfico 4, está dentro dos limites aceitos pela regra da DNV [5].

Comparando os resultados com o duto de 16 polegadas deve-se notar que as tensões na

região de overbend são consideravelmente maiores para o duto de 18 polegadas em

função do aumento do peso submerso e devido a uma maior tração imprimida pela

máquina de tração. Devido a esse aumento da tração de topo, a região compreendida

entre ponto de âncora e TDP verificou valores de tensão ligeiramente maiores do que o

caso de 16 polegadas.

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Def

orm

ação

(-)




45







0

50000

100000

150000

200000

250000

300000

350000

400000

450000

500000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Vo

n M

ise

s (K

N/m

2)



150 m 200 m 250 m DNF-F-101-VM

46


Mais uma vez o critério de tensão foi excedido na região de overbend para os três raios

de stinger, no entanto, para esta região o critério válido de deformação encontrou

valores dentro dos limites.

Em comparação com o duto de 18 polegadas, verificou-se um aumento de tensão nesta

mesma região, além do incremento de valores do patamar de tensão que compreende a

região entre o ponto de âncora e TDP, devido ao aumento do peso do duto e da maior

tensão.

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Def

orm

ação

(-)




47







0

50000

100000

150000

200000

250000

300000

350000

400000

450000

500000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Vo

n M

ise

s (K

N/m

2)



150 m 22 pol 200 m 22 pol 250 m 22 pol DNF-F-101-VM

48


Assim como ocorrido com os dutos de 18 e 20 polegadas, ao longo da região de

overbend a tensão de Von Mises do duto extrapolou os limites mas a região de sagbend

apresentou valores que não excedem os critérios de tensão da DNV[5].

O critério de deformação também não foi excedido na região do overbend. Vale

ressaltar que, inicialmente modelou-se, para os dutos de 22 e 24 polegadas de diâmetro

do duto e 150 m de raio do stinger, que o raio da rampa também fosse de 150 m, no

entanto notou-se que o critério de deformação [5] não era atendido, devido aos altos

valores de tensão na região da rampa.

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Def

orm

ação

(-)



150 m 22 pol 200 m 22 pol 250 m 22 pol DNF-F-101-Deformação

49

Deste modo, para Rs = 150 m, como descrito pelos gráficos 9 e 10 na região

compreendida entre o stinger e a rampa há uma considerável queda de

tensão/deformação em virtude de um aumento do raio da rampa (566 m de distância do

ponto de âncora), como descrito pela Figura 25.

Figura 25 – Queda de patamar da tensão-deformação porque 𝑅𝑠 < 𝑅𝑟.

Este comportamento ocorre porque quanto maior é o raio de curvatura do duto menor é

a tensão de Von Mises calculada.

50







0

100000

200000

300000

400000

500000

600000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Vo

n M

ise

s (K

N/m

2)



150 m 200 m 250 m DNV F-101 Von Mises

51


Assim como ocorrido com os dutos de 18, 20 e 22 polegadas, ao longo da região de

overbend a tensão de Von Mises do duto extrapolou os limites mas a região de sagbend

apresentou valores que não excedem os critérios de tensão da DNV[5].

O critério de deformação foi excedido na região do overbend (1524 a 1544.5 m de

distância horizontal da âncora) pelo modelo de stinger com 150 m de raio, este valor de

deformação acima do limite ocorreu na região que compreende o stinger e não pode ser

reduzido significativamente de modo que o duto de 24 polegadas ficasse dentro dos

limites do critério da DNV[5].

Desta maneira conclui-se que para a instalação de um duto mais rígido, que é o caso do

24 polegadas de diâmetro, é necessário que o raio do stinger seja superior a 150 metros

de modo que o duto não sofra com os esforços devido a flexão. Vale ressaltar que o caso

com duto de 24 polegadas e raio do stinger de 150 metros não será incluído nas análises

uma vez que a configuração estática dentro dos critérios da DNV[5] não foi alcançada.

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

Def

orm

ação

(-)



Série10 Série15 Série5 Série16

52

6.1.6 Conclusões e comentários sobre as análises estáticas

Após a síntese dos 15 modelos e suas análises estáticas, notou-se que a região de

overbend sempre possuía valores com um patamar mais elevado de tensão de Von

Mises, justamente devido a maior curvatura desta região, se comparada com a região de

sagbend, isto para a profundidade de 100 metros. A Figura 26 a seguir descreve bem a

distribuição de tensões ao longo do duto de 18 polegadas para a condição estática.

Figura 26 – descrição gráfica das regiões de over e sagbend (estática) para o duto de 18

polegadas.

Caso a profundidade fosse um parâmetro variável, a diminuição sucessiva da mesma

deve modificar a curvatura de modo que para uma determinada profundidade a região

de sagbend pudesse possuir um raio de curvatura maior do que o overbend.

53

Observe que se a profundidade fosse da ordem de 7 até 15 metros, não haveria mais

necessidade de stinger, uma vez que o comprimento suspenso do duto seria mínimo,

não haveria, portanto, a necessidade da utilização deste equipamento.

Deve-se notar que, para todas as análises, ao observar mais de perto a distribuição de

tensões na região de overbend (ver Figura 26) nota-se picos locais que representam o

contato entre duto e rolete. A figura abaixo representa a distribuição de momentos ao

longo do duto, nota-se que a região de contato duto-stinger possui os maiores

momentos, o que explica a presença de picos locais no gráfico de distribuição de tensão

ao longo da região de overbend (região do stinger).

Figura 27 – Distribuição de momentos ao longo do duto no stinger [8].

54

6.2 Análise Quase estática (movimento prescrito)

A análise de movimento prescrito, como descrito na seção 5.4.1 seria formada por um

total de 165 casos de carregamento, compreendendo a movimentação da embarcação ao

longo de 10 metros em 11 direções que variam entre SSE e NNE, no entanto de acordo

com as conclusões presentes na seção 6.1.5, o duto de 24 polegadas com raio de stinger

de 150 metros foi excluído das análises uma vez que o mesmo não fica dentro dos

limites do critério simplificado de deformação estabelecido pela DNV[5].

O objetivo destas simulações foi a obtenção do mínimo tempo (𝑡𝐶𝑟𝑖𝑡𝑖𝑐𝑜) para que um

dos três critérios descritos no capítulo 4 fosse excedido. Tendo obtido este tempo, a

distância máxima (𝑑𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑎) que a BGL-1 poderá percorrer com segurança na direção

analisada será dada por:

𝑑𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑎 = 𝑉𝑚𝑜𝑣𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑐𝑟𝑖𝑡𝑜. 𝑡𝐶𝑟𝑖𝑡𝑖𝑐𝑜

Onde 𝑉𝑚𝑜𝑣𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑐𝑟𝑖𝑡𝑜 é a velocidade do movimento prescrito, que é de 0.1 m/s

para todas as análises realizadas.

Optou-se por adotar o critério de deformação para análise estática ao invés do critério

para análise dinâmica, visto que o modelo não irá considerar carregamentos ambientais

dinâmicos, i.e., ação de onda, vento ou correnteza. Este critério foi descrito na Tabela 5

da seção 4.1. Note que o critério de Von Mises é o mesmo não importando o tipo de

análise executada (estática ou dinâmica). Nas seções a seguir apresenta-se os resultados

das análises de movimento prescrito realizadas e os comentários e particularidades a

respeito de cada uma delas.

55


O gráfico a seguir descreve o SAFOP para as 11 direções definidas (ver Figura 21)

anteriormente, variando-se o raio do stinger para o duto de 16 polegadas de diâmetro

externo.Vale ressaltar que, para todas as análises, o critério limitante para o duto de 16

polegadas foi o operacional uma vez que o mesmo possui a menor rigidez se comparado

com os demais analisados neste projeto.

Gráfico 11 – SAFOP quase estático para duto de 16 polegadas.

Inicialmente, na configuração estática, a distância horizontal do duto suspenso é maior

para o raio de stinger de 250 m, em virtude da maior tração de topo imposta pela

máquina (ver

Tabela 10), como descrito pelo gráfico a seguir.

0

2

4

6

8

10N

NNENE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SESSE

SSSW

SW

SWWSW

WSW

WSWW

W

WWNW

WNW

WNWNW

NWNNW

SAFOP: Variação do raio do stinger para Duto de 16 pol

150 m/24 pol 200 m/24 pol 250 m/24 pol

56

Gráfico 12 – Disposição estática para os dutos de 16 polegadas variando Rs.

No gráfico a seguir, descreve-se o comportamento de três nós para a análise com

movimento prescrito na direção NNE. O primeiro nó está localizado na região do TDP,

o segundo na região de transição entre stinger e rampa e o terceiro a uma distância de

1548.5 m em relação a âncora, que pertence a região de overbend.

-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600

Pro

fun

did

ade

(m)

Distância da âncora (m)

Configuração Estática para duto de 16 polegadas

150 m / 16 pol 200 m / 16 pol 250 m / 16 pol

57

Gráfico 13 – Comportamento ao longo do tempo de três nós da linha de 16 polegadas.

Comparando a série temporal, concluímos que no início da simulação, o modelo com

raio de stinger de 150 m possui tensões mais elevadas na região de overbend (assim

como descrito na seção 6.1.1). Após 76.6 segundos o valor da tensão do modelo com

raio de 250 m ultrapassa é o primeiro e único a ultrapassar o critério de tensão da

DNV[5], no entanto o critério de operação já havia sido ultrapassado em 21.7 s de

simulação.

Na Tabela 11 encontram-se listadas as análises executadas e o respectivo critério

limitante para a construção do SAFOP.

0

100000

200000

300000

400000

500000

600000

700000

800000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Vo

n M

ise

s (k

N/m

2)

Tempo de simulação (s)

Série temporal de Von Mises ao longo de nós da linha de 16 polTDP / 150 m 1548.5 m da âncora / 150 m Transição stinger-rampa / 150 m

TDP / 200 m 1548.5 m da âncora / 200 m Transição stinger-rampa / 200 m


DNV-F101-Von Mises

58

Tabela 11 – Critérios excedidos durante análise do duto de 16 polegadas.

Duto de 16 polegadas

Direção: Raio do stinger (m):

150 200 250

NNE

NE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SE

SSE

Onde:

Critério Excedido

Deformação

Von Mises

Operacional

59




externo. Assim como no duto de 16 polegadas, o critério limitante para todas as

direções analisadas foi o operacional.




máquina (ver


0

2

4

6

8

10N

NNENE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SESSE

SSSW

SW

SWWSW

WSW

WSWW

W

WWNW

WNW

WNWNW

NWNNW


150 m/24 pol 200 m/24 pol 250 m/24 pol

60






-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600

Pro

fun

did

ade

(m)



150 m / 18 pol 200 m / 18 pol 250 m / 18 pol

61


Pelo gráfico apresentado acima, nota-se que, no início da simulação a região de

overbend do modelo de raio de stinger igual a 150 m apresenta maiores valores de

tensão, seguido pelos modelos de 200 m e de 250 m de raio de stinger, assim como

descrito na análise estática da seção 6.1.2. No decorrer da simulação percebe-se que o

stinger de 250 m passa a ter os maiores valores de tensão na região de overbend. Nota-

se que o critério de Von Mises é superado após 74 s pelo stinger de 250 m e o critério

de deformação após 52.9 s pelo mesmo modelo.



0

100000

200000

300000

400000

500000

600000

700000

800000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Vo

n M

ise

s (k

N/m

2)


Gráfico de Von Mises ao longo de nós da linha 18 pol




DNV-F101-Von Mises

62




150 200 250

NNE

NE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SE

SSE

Onde:

Critério Excedido

Deformação

Von Mises

Operacional

63




externo. Mais uma vez, o critério limitante para as direções analisadas foi o operacional.




máquina (ver


0

2

4

6

8

10N

NNENE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SESSE

SSSW

SW

SWWSW

WSW

WSWW

W

WWNW

WNW

WNWNW

NWNNW


150 m/24 pol 200 m/24 pol 250 m/24 pol

64






-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600

Pro

fun

did

ade

(m)



150 m / 20 pol 200 m / 20 pol 250 m / 20 pol

65


Como ocorrido nos casos anteriores, o comportamento do duto de 20 polegadas foi

semelhante, porém sob um patamar inicial de tensões maior devido a maior rigidez do

duto (como descrito na seção 6.1.4). Pelo gráfico acima percebe-se que o critério de

Von Mises da DNV[5] é excedido pelo modelo de stinger de 250 m após 71 segundos e

o critério de deformação excedido em 45.9 segundos, para o mesmo modelo.



0

100000

200000

300000

400000

500000

600000

700000

800000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Vo

n M

ise

s (k

N/m

2)


Gráfico de Von Mises ao longo dos nós da linha 20 polTDP / 150 m 1541.0 m da âncora / 150 m Transição stinger-rampa / 150 m



DNV-F101-Von Mises

66




150 200 250

NNE

NE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SE

SSE

Onde:

Critério Excedido

Deformação

Von Mises

Operacional

67




externo. Verifica-se que, assim como ocorrido com os dutos de 16, 18 e 20 até aqui

analisados, o critério limitante para




máquina (ver


0

2

4

6

8

10N

NNENE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SESSE

SSSW

SW

SWWSW

WSW

WSWW

W

WWNW

WNW

WNWNW

NWNNW


150 m/24 pol 200 m/24 pol 250 m/24 pol

68






-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600

Pro

fun

did

ade

(m)



150 m / 20 pol 200 m / 20 pol 250 m / 20 pol

69


Como ocorrido nos casos anteriores, o comportamento do duto de 20 polegadas foi

semelhante, porém sob um patamar inicial de tensões maior devido a maior rigidez do

duto (como descrito na seção 6.1.4). Pelo gráfico acima percebe-se que o critério de

Von Mises da DNV[5] é excedido pelo modelo de stinger de 250 m após 71 segundos e

o critério de deformação excedido em 45.9 segundos, para o mesmo modelo.



0

100000

200000

300000

400000

500000

600000

700000

800000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Vo

n M

ise

s (K

N/m

2)


Gráfico de Von Mises ao longo dos nós da linha 22 polTDP / 150 m 1541.0 m da âncora / 150 m

Transição stinger-rampa / 150 m TDP / 200 m

1541.0 m da âncora / 200 m Transição stinger-rampa / 200 m

TDP / 250 m 1541.0 m da âncora / 250 m

Transição stinger-rampa / 250 m DNV-F101-Von Mises

70




150 200 250

NNE

NE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SE

SSE

Onde:

Critério Excedido

Deformação

Von Mises

Operacional

71


Para o duto de 24 polegadas, como descrito na seção 6.1.5, o stinger de raio 150 m não

obteve valores de deformações dentro dos limites para o critério simplificado da

DNV[5], uma vez que a sua maior rigidez e a profundidade elevada considerada no

estudo de caso (100 m) gera esforços fletores substancialmente altos, o que eleva o

patamar de tensão no stinger e consequentemente de deformação ao longo do mesmo

trecho.


O gráfico anterior descreve o SAFOP para as 11 direções definidas (ver Figura 21)

anteriormente, variando-se o raio do stinger. Nele, pode se notar inicialmente que

aumento do raio do stinger irá diminuir a zona de operação segura (SAFOP) na região

0

2

4

6

8

10N

NNENE

NEENE

ENE

ENEE

E

EESE

ESE

ESESE

SESSE

SSSW

SW

SWWSW

WSW

WSWW

W

WWNW

WNW

WNWNW

NWNNW


200 m/24 pol 250 m/24 pol

72

Norte para as direções analisadas NNE, NE, NEENE, ENE e ENEE. Na região Sul

observa-se que o SAFOP é o mesmo independentemente da variação do raio do stinger.

A redução do SAFOP na região norte ocorre com o aumento do raio devido ás maiores

tensões verificadas na região de overbend para o raio de stinger de 250 metros, se

comparado ao de 200 metros.



máquina (ver


Gráfico 24 – Disposição estática para os dutos de 24 polegadas e Rs = 200 e 250

metros.

Deste modo, a medida em que a embarcação se desloca em direção a região Norte, o

modelo com raio de stinger de 250 m estará sujeito a maiores tensões axiais ao longo do

tempo de deslocamento prescrito se comparado ao de raio de 200 m.

-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 1550 1600

Pro

fun

did

ade

(m)



200 m / 24 pol 250 m / 24 pol

73




1540 m em relação a âncora, este último nó, que pertence a região de overbend, obteve

os valores mais elevados de tensão de Von Mises ao longo dos 100 segundos de análise.

Gráfico 25 – Comportamento ao longo do tempo de três nós da linha de 24 pol.

Conclui-se então, ao observar o comportamento dos três pontos, que a maior tração

imposta a máquina para o raio de stinger de 250 m foi o fator principal para que a região

do SAFOP para este caso fosse menor.

Na Tabela 15 encontram-se listados as análises executadas e o respectivo critério


0

100000

200000

300000

400000

500000

600000

700000

800000

900000

1000000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Vo

n M

ise

s (K

N/m

2)

Tempo de simulação(s)

Gráfico de Von Mises ao longo de nós da linha 24 pol

TDP / 250 m 1540 m da âncora / 250 m

Transição stinger-rampa / 250 m TDP / 200 m

1540 m da âncora / 200 m Transição stinger-rampa / 200 m

DNV-F101-Von Mises

74

Tabela 15 – Critérios excedidos primeiramente durante análise do duto de 24 polegadas.



200 250

NNE NE NEENE ENE ENEE E EESE ESE ESESE SE SSE

Onde:

Critério Excedido

Deformação

Von Mises

Operacional

Nenhum

75

7. Conclusão

Após as análises estática e quase estática da influência da variação de alguns parâmetros

de instalação S-lay na síntese da zona de operação segura, pode-se concluir que o

critério excedido, para a grande maioria dos casos considerados, foi o operacional (ver

seção 4.3) e que a variação do raio do stinger para o cálculo do SAFOP, para os

diâmetros de duto analisados, não foi relevante. A menos para o duto de 24” onde houve

alteração do limite do SAFOP para o stinger com 250 m de raio.

Percebe-se que, com o aumento da rigidez do duto e diminuição do raio do stinger,

verifica-se tensões cada vez maiores ao longo do movimento prescrito da embarcação

durante movimentos de surge (Direção Norte e Sul), no entanto o critério de pagamento

ainda é primeiramente excedido. Tal fato constatado nos leva a concluir que, com o

aumento do diâmetro do duto, a envoltória do SAFOP deve diminuir progressivamente,

de modo que, para um dado diâmetro, o critério operacional não será mais o crítico, mas

sim o de deformação ou de Von Mises, dependendo da combinação Raio do Stinger –

diâmetro do duto.

Desse modo, a importância de estudos na área de otimização dos parâmetros de

instalação se fazem cada dia mais relevantes para o desenvolvimento e implementação

de um sistema de posicionamento dinâmico que seja seguro e acima de tudo confiável

para a manutenção da integridade do duto durante o procedimento de instalação, que

seria feito com uma velocidade maior e um custo essencialmente menor.

76

8. Considerações para trabalhos futuros

Após o término das análises quase estáticas, i.e, aplicando apenas movimento prescrito

na embarcação, percebeu-se uma necessidade em simular casos dinâmicos e compara-

las com as realizadas no presente trabalho. Deste modo, as seguintes considerações

podem ser feitas, como possibilidade de estudo para trabalhos futuros ou como

continuação para o presente projeto:

Dimensionamento do SAFOP levando em conta carregamentos dinâmicos

(casos críticos de ondas irregulares unidirecionais e corrente) e comparação com

os casos de carregamento quase estático para avaliação de qual caso é o mais

crítico.

Estudar qual a incerteza, em termos de resultados das análises, ao utilizar

carregamentos de onda regular (considerando apenas efeitos de primeira ordem)

em conjunto com o movimento prescrito, para a obtenção do SAFOP.

Desenvolvimento de uma ferramenta para otimização da rampa e do stinger,

variando-se posição dos roletes.

Implementação no SITUA-Prosim de uma ferramenta para a geração e pós

processamento de análises envolvendo estudo paramétricos de elementos de

instalação de dutos por meio da linguagem Python.

Observa-se que as condições dinâmicas para as análises seriam ondas irregulares ou

regulares unidirecionais de períodos que variam entre 5 s e 12 s (entre o período natural

da embarcação, que é de aproximadamente 10 segundos), variando-se a direção entre as

condições mais críticas para a operação de instalação, que são para mares de través

(ondas vindo de Leste (E)) e de bochecha (ondas vindo de Nordeste (NE)).

As alturas de onda a serem analisadas seriam as limitantes para operação da BGL-1,

entre 1.8 m e 2.5 m. Em relação a corrente atuante, a direção e intensidade da mesmo

influência na configuração e no aumento (ou diminuição) das tensões atuantes no duto a

ser instalado.

77

9. Bibliografia

[1] SUBRATA K. CHAKRABARTI, “Offshore Structure Analysis”, Inc., Plainfield,

Illinois, USA, “HANDBOOK OF OFFSHORE ENGINEERING”

[2] DNV – RP – F109, “On-Bottom Stability Design of Submarine Pipelines”, Det

Norske Veritas, 2008.

[3] API 5L: “Specification for Line Pipe”, American Petroleum Institute, 2004.

[4] JACOB, B.P, “Programa PROSIM: Simulação Numérica do Comportamento de

Sistemas para Explotação de Petróleo Offshore – Manual Teórico”, Versão 3.2,

COPPE/UFRJ, Programa de Engenharia Civil, Rio de Janeiro, dezembro de 2006.

[5] DNV OS-F101, Submarine Pipeline Systems. Høvik, Det Norske Veritas, 2010.

[6] https://pypi.python.org/pypi/XlsxWriter, Excel’s writer Library website.

[7] www.numpy.org, numeric Python library website.

[8] BAI, YOUNG; BAI, QIANG, “Subsea Pipelines and Risers”, Inc., Elsevier, 2005.

https://pypi.python.org/pypi/XlsxWriter

http://www.numpy.org/

i

10. Anexo I

10.1 Pós Processamento dos 15 casos estáticos.

iv

10.2 Pós Processamento de caso quase estático

anÁlise da influÊncia dos parÂmetros de lanÇamento

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