análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

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ANÁLISE ESTRUTURAL DE UM MÓDULO DA PLANTA DE PROCESSO DE UM FPSO (FLOATING, PRODUCTION, STORAGE AND OFFLOADING) Renata Zenaro de Sá Projeto de Graduação apresentado ao curso de Engenharia Civil da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheiro. Orientador: Gilberto Bruno Ellwanger Rio de Janeiro Fevereiro de 2015

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Page 1: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

ANÁLISE ESTRUTURAL DE UM MÓDULO DA

PLANTA DE PROCESSO DE UM FPSO (FLOATING,

PRODUCTION, STORAGE AND OFFLOADING)

Renata Zenaro de Sá

Projeto de Graduação apresentado ao curso de

Engenharia Civil da Escola Politécnica,

Universidade Federal do Rio de Janeiro, como

parte dos requisitos necessários à obtenção do

título de Engenheiro.

Orientador: Gilberto Bruno Ellwanger

Rio de Janeiro

Fevereiro de 2015

Page 2: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

ANÁLISE ESTRUTURAL DE UM MÓDULO DA PLANTA DE

PROCESSO DE UM FPSO (FLOATING, PRODUCTION, STORAGE

AND OFFLOADING)

Renata Zenaro de Sá

PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO CURSO

DE ENGENHARIA CIVIL DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE

FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS

NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO CIVIL.

Examinada por:

______________________________________

Gilberto Bruno Ellwanger

Prof. Associado, D.Sc., EP/UFRJ (Orientador)

______________________________________

Claudio Marcio Silva Dantas

Pesquisador, D.Sc.

______________________________________

José Renato Mendes de Sousa

Prof. Adjunto, D.Sc., EP/UFRJ

RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL

FEVEREIRO de 2015

Page 3: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

iii

Sá, Renata Zenaro de

Análise Estrutural de um Módulo da Planta de

Processo de um FPSO (Floating, Production, Storage and

Offloading)/ Renata Zenaro de Sá. – Rio de Janeiro:

UFRJ/ Escola Politécnica, 2015.

XVIII, 125 p.: il.; 29,7 cm.

Orientador: Gilberto Bruno Ellwanger

Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/

Curso de Engenharia Civil, 2015.

Referências Bibliográficas: p. 121-123.

1. Análise Estrutural 2. Módulo de Processamento do

Óleo 3. FPSO 4. Estruturas de Aço 5. Modelo

Computacional I. Bruno Ellwanger, Gilberto.

II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola

Politécnica, Curso de Engenharia Civil. III. Título.

Page 4: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

iv

“É bom ter um fim para uma jornada,

mas é a jornada que importa, no fim.”

Ernest Hemingway

Page 5: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

v

AGRADECIMENTOS

Antes de tudo, agradeço aos meus pais Rosangela e Claudio, pelo apoio

incondicional ao longo de toda a minha vida. Sem vocês eu não teria chegado onde

estou.

Agradeço aos meus amigos de faculdade, pelo companheirismo e exemplo nessa

jornada que completamos juntos.

Aos amigos de fora da faculdade, agradeço pela compreensão nos momentos de

ausência e pela alegria e carinho nos momentos de descontração.

Ao meu orientador, Gilberto Bruno Ellwanger, agradeço não só pela dedicação

durante a elaboração deste trabalho, como também pelos conselhos dados e pela

paciência que sempre teve comigo.

Agradeço à Exactum Consultoria e Projetos pela disponibilização do software e

arquivos auxiliares e aos seus engenheiros que compartilharam comigo seus

conhecimentos e foram pacientes nos momentos que eu precisei.

Agradeço também ao Rodrigo Kalid Mansur, por toda ajuda e companheirismo

ao longo de períodos difíceis da faculdade.

Finalmente, agradeço à Universidade Federal do Rio de Janeiro, pelas

oportunidades e excelência de ensino e à Brunel University, que me acolheu durante o

intercâmbio e tornou possível uma das melhores experiências da minha vida.

Page 6: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

vi

Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte

dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Civil.

ANÁLISE ESTRUTURAL DE UM MÓDULO DA PLANTA DE PROCESSO DE UM

FPSO (FLOATING, PRODUCTION, STORAGE AND OFFLOADING)

Renata Zenaro de Sá

Fevereiro/2015

Orientador: Gilberto Bruno Ellwanger

Curso: Engenharia Civil

O presente trabalho tem como objetivo principal verificar a segurança estrutural,

na fase preliminar de projeto, de um módulo de produção de uma unidade flutuante tipo

FPSO (Floating, Production, Storage and Offloading) que poderá operar em condições

similares às da Bacia de Santos, em São Paulo, a uma profundidade de 2100 metros, de

forma a viabilizar a sua instalação e operação durante toda a vida útil da plataforma.

Para tanto, foi elaborado no programa SACS 5.6 V8i um modelo geométrico

tridimensional da estrutura do módulo, que foi analisado sob condições estáticas, sob

condições normais e extremas de operação, sob a condição de trânsito da plataforma até

o local de operação e sob uma condição de avaria. As análises e verificações foram

feitas de acordo com as normas DNV (Det Norske Veritas), AISC (American Institute of

Steel Construction) e API (American Petroleum Institute). Ao final do trabalho, foi

constatado que o módulo atende aos critérios de segurança estrutural estabelecidos pelas

normas adotadas, para as diferentes condições de carregamento impostas.

Palavras-chave: Análise Estrutural, Módulo de Processamento do Óleo, Estruturas

Offshore, FPSO.

Page 7: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

vii

Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of

the requirements for the degree of Engineer.

STRUCTURAL ANALYSIS OF A TOPSIDE MODULE OF A FPSO (FLOATING,

PRODUCTION, STORAGE AND OFFLOADING)

Renata Zenaro de Sá

February/2015

Advisor: Gilberto Bruno Ellwanger

Course: Engenharia Civil

This project aims to check the structural safety, in the preliminary design phase,

of a production module of a FPSO (Floating, Production, Storage and Offloading) that

can operate in conditions similar to those of the Santos Basin, in São Paulo, at a depth

of 2100 meters, in order to guarantee its installation and operation throughout the

platform life. Therefore, it was created in SACS 5.6 V8i software a three-dimensional

geometric model of the module structure, which was analyzed under static conditions,

under normal and extreme operational conditions, under transit condition of the

platform to the operating site and under a damage condition. Analyzes and verifications

were performed in accordance with DNV (Det Norske Veritas), AISC (American

Institute of Steel Construction) and API (American Petroleum Institute) standards. At

the end of the work, it was found that the module meets the structural safety criteria laid

down by the adopted standards for the different loading conditions imposed.

Keywords: Structural Analysis, Oil Processing Module, Offshore Structures, FPSO.

Page 8: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

viii

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ............................................................................................................................ 1

1.1 MOTIVAÇÃO E HISTÓRICO DE ACIDENTES ..................................................................... 1

1.1.1 Alexander Kielland (1980) ................................................................................................. 2

1.1.2 Ocean Ranger (1982) ......................................................................................................... 4

1.1.3 Sleipner A (1991) .............................................................................................................. 5

1.2 OBJETIVO ............................................................................................................................... 7

1.3 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO ......................................................................................... 9

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................................... 11

2.1 ESTRUTURAS OFFSHORE .................................................................................................. 11

2.1.1 Unidades Flutuantes de Produção, Armazenamento e Transferência (FPSOs).................... 11

2.1.2 Estruturas da Planta de Processo (Estruturas Topside) ....................................................... 13

2.1.3 Processamento Primário da Produção ............................................................................... 15

2.2 ANÁLISE E DIMENSIONAMENTO ESTRUTURAL ........................................................... 17

2.2.1 Estados Limites ............................................................................................................... 17

2.2.2 Método Das Tensões Admissíveis .................................................................................... 17

2.2.3 Comportamento Elástico e Plástico do Aço ...................................................................... 18

2.2.4 Análise Estrutural Linear ................................................................................................. 20

2.2.5 Peças Metálicas Tracionadas ............................................................................................ 21

2.2.6 Peças Metálicas Comprimidas .......................................................................................... 21

2.2.7 Peças Sujeitas à Flexão .................................................................................................... 28

2.2.8 Flexocompressão e Flexotração ........................................................................................ 30

3 METODOLOGIA ...................................................................................................................... 33

3.1 DIMENSIONAMENTO DE PERFIS NÃO CILÍNDRICOS – AISC 9ª ED. ............................. 34

3.1.1 Peças Comprimidas ......................................................................................................... 34

3.1.2 Peças Tracionadas............................................................................................................ 35

3.1.3 Peças Sujeitas à flexão ..................................................................................................... 35

3.1.4 Peças Sujeitas à Flexotração e Flexocompressão............................................................... 38

3.1.5 Flechas Máximas Permitidas ............................................................................................ 39

3.2 DIMENSIONAMENTO DE PERFIS CILÍNDRICOS – API RP 2A ........................................ 40

3.2.1 Peças Comprimidas ......................................................................................................... 40

Page 9: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

ix

3.2.2 Peças Tracionadas............................................................................................................ 40

3.2.3 Peças Sujeitas à flexão simples......................................................................................... 40

3.2.4 Peças Sujeitas ao Cisalhamento ........................................................................................ 41

3.2.5 Peças Sujeitas e Flexotração e Flexocompressão............................................................... 41

4 APRESENTAÇÃO DO MÓDULO ............................................................................................ 43

4.1 PERFIS E MATERIAIS UTILIZADOS .................................................................................. 49

5 MODELO ESTRUTURAL ........................................................................................................ 53

5.1 GRUPOS DE PERFIS ............................................................................................................. 55

5.2 GRUPOS DE PLACAS........................................................................................................... 61

5.3 CONDIÇÕES DE CONTORNO ............................................................................................. 63

5.3.1 Apoios do Módulo ........................................................................................................... 63

5.3.2 Ligações entre Membros .................................................................................................. 65

5.3.3 Bases dos Equipamentos .................................................................................................. 67

5.4 COMPRIMENTOS EFETIVOS DE FLAMBAGEM ............................................................... 68

6 CARREGAMENTOS BÁSICOS ............................................................................................... 71

6.1 PESO PRÓPRIO DA ESTRUTURA ....................................................................................... 72

6.2 PESO DOS EQUIPAMENTOS ............................................................................................... 73

6.3 PESO DA TUBULAÇÃO ....................................................................................................... 76

6.4 SOBRECARGAS ................................................................................................................... 77

6.4.1 Rota de Fuga ................................................................................................................... 77

6.4.2 Área entre Equipamentos ................................................................................................. 79

6.4.3 Plataforma ....................................................................................................................... 81

6.5 CARREGAMENTOS DIVERSOS .......................................................................................... 81

6.6 CARREGAMENTOS AMBIENTAIS ..................................................................................... 82

6.6.1 Carga de Vento ................................................................................................................ 82

6.6.2 Deslocamentos Prescritos – Efeito Viga-Navio ................................................................. 87

6.6.3 Forças de Inércia - Acelerações ........................................................................................ 91

6.7 RESUMO DOS CARREGAMENTOS BÁSICOS ................................................................... 93

7 COMBINAÇÕES DE CARREGAMENTO ............................................................................... 95

8 RESULTADOS DA ANÁLISE ................................................................................................ 105

8.1 DEFORMAÇÕES – VERIFICAÇÃO DA FLECHA MÁXIMA ............................................ 105

8.1.1 Vigas Primárias em Balanço .......................................................................................... 105

8.1.2 Vigas Primárias Biapoiadas............................................................................................ 106

Page 10: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

x

8.1.3 Vigas Secundárias em Balanço ....................................................................................... 107

8.1.4 Vigas Secundárias Biapoiadas ........................................................................................ 108

8.2 VERIFICAÇÃO DE TENSÕES NOS MEMBROS ............................................................... 109

8.2.1 Membro Não Cilíndrico com Máximo UC...................................................................... 111

8.2.2 Membro Cilíndrico com Máximo UC ............................................................................. 114

9 CONCLUSÃO .......................................................................................................................... 119

10 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................................... 121

ANEXO I .......................................................................................................................................... 125

Page 11: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xi

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1 – Alexander Kielland antes do acidente (Wikipedia) ............................................................... 2

Figura 1.2 – Alexander Kielland após o acidente (Wikipedia) .................................................................. 3

Figura 1.3 – Localização da coluna D, do braço D6 e dos locais de fratura nos contraventamentos

(KITSUNAI e KOBAYASHI, 1980) ....................................................................................................... 3

Figura 1.4 – Coluna D e o braço D6 rompido (Wikipedia) ....................................................................... 3

Figura 1.5 – Plataforma Ocean Ranger (COELHO, 2005) ........................................................................ 4

Figura 1.6 – Plataforma Sleipne A durante a construção (Wikipedia) ....................................................... 6

Figura 1.7 – Interseção entre as células – Tricells (Wikipedia) ................................................................. 6

Figura 2.1 – Shell Castellon (Wikipedia) ............................................................................................... 11

Figura 2.2 - FLNG Prelude (SHELL, 2014)........................................................................................... 12

Figura 2.3 – Distribuição típica das estruturas topside no convés de uma plataforma tipo FPSO (DIAS,

2012).................................................................................................................................................... 14

Figura 2.4 – Fluxograma simplificado do processamento primário do óleo (VAZ, 2009) ........................ 16

Figura 2.5 – Curva tensão x deformação típica de aços com patamar de escoamento (sem escala) (GERE e

GOODNO, 2010) ................................................................................................................................. 19

Figura 2.6 – Flambagem global de uma coluna (GERE e GOODNO, 2010) ........................................... 22

Figura 2.7 – Parâmetros de flambagem para diferentes condições de contorno (PFEIL e PFEIL, 2009) .. 24

Figura 2.8 – Gráfico típico da curva de Euler ........................................................................................ 26

Figura 2.9 - Variação da tensão crítica Fcr de acordo com o índice de esbeltez λ da coluna (GERE e

GOODNO, 2010) ................................................................................................................................. 27

Figura 4.1 – Vista geral do módulo ....................................................................................................... 43

Figura 4.2 – Localização do módulo no convés da plataforma ............................................................... 44

Figura 4.3 – Planta da EL. 37492 da estrutura principal do módulo ........................................................ 45

Figura 4.4 – Planta da EL. 42150 da plataforma de acesso ..................................................................... 45

Figura 4.5 – Planta da EL. 43992 da plataforma de acesso ..................................................................... 46

Figura 4.6 – Planta da EL. 48357 da plataforma de acesso ..................................................................... 46

Figura 4.7 – Seção S1 ........................................................................................................................... 47

Figura 4.8 – Seção S2 ........................................................................................................................... 47

Figura 4.9 – Seção S3 ........................................................................................................................... 48

Figura 4.10 – Seção S4 ......................................................................................................................... 48

Figura 4.11 – Seção S5 ......................................................................................................................... 49

Figura 4.12 – Notação utilizada para os perfis metálicos I, W e H .......................................................... 50

Figura 4.13 - Notação utilizada para os perfis metálicos WT.................................................................. 51

Figura 4.14 - Notação utilizada para os perfis tubulares TB ................................................................... 51

Figura 5.1 – Sistema de coordenadas globais adotado ............................................................................ 53

Figura 5.2 – Sistema de coordenadas locais ........................................................................................... 54

Figura 5.3 – Vista geral do modelo estrutural ........................................................................................ 54

Figura 5.4 – Propriedades dos membros ................................................................................................ 56

Page 12: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xii

Figura 5.5 – Perfis adotados e dimensões principais da EL. 37492 ......................................................... 56

Figura 5.6 – Perfis adotados e dimensões principais da EL. 42150 ......................................................... 57

Figura 5.7 - Perfis adotados e dimensões principais da EL. 43992.......................................................... 57

Figura 5.8 - Perfis adotados e dimensões principais da EL. 48357.......................................................... 58

Figura 5.9 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S1 ............................................................. 58

Figura 5.10 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S2 ........................................................... 59

Figura 5.11 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S3 ........................................................... 59

Figura 5.12 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S4 ........................................................... 60

Figura 5.13 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S5 ........................................................... 60

Figura 5.14 – Chapas de piso –EL. 37492 ............................................................................................. 61

Figura 5.15 – Chapas de piso - EL. 43992 ............................................................................................. 62

Figura 5.16 – Chapas de piso – EL. 48357 ............................................................................................ 62

Figura 5.17 – Sistema de apoios do módulo........................................................................................... 63

Figura 5.18 – Apoios no eixo transversal FR 209 .................................................................................. 63

Figura 5.19 – Apoios no eixo transversal FR 184 .................................................................................. 64

Figura 5.20 – Apoios nos eixos longitudinais C e D............................................................................... 64

Figura 5.21 – Condição de contorno da estrutura e nomenclatura dos nós de apoio................................. 65

Figura 5.22 – Rótulas nas extreminades das diagonais – Seção S1 ......................................................... 66

Figura 5.23 - Rótulas nas extreminades das diagonais – Seção S3 .......................................................... 66

Figura 5.24 - Rótulas nas extreminades das diagonais – Seção S5 .......................................................... 67

Figura 5.25 – Rótulas nas bases dos equipamentos ................................................................................ 67

Figura 5.26 – Comprimento efetivo de flambagem Ly – EL. 37492 ....................................................... 69

Figura 5.27 - Comprimento efetivo de flambagem Ly – EL. 43992 ........................................................ 70

Figura 5.28 - Comprimento efetivo de flambagem Ly – EL. 48357 ........................................................ 70

Figura 6.1 – Carregamento 10 – Peso próprio da estrutura na direção –Z ............................................... 72

Figura 6.2 – Layout dos equipamentos .................................................................................................. 74

Figura 6.3 – Carregamento 20 – Peso seco dos equipamentos na direção –Z .......................................... 75

Figura 6.4 – Carregamento 30 – Peso do fluido dos equipamentos em operação na direção -Z ................ 75

Figura 6.5- Carregamento 40 – Peso seco da tubulação na direção -Z .................................................... 76

Figura 6.6 – Carregamento 50 - Peso do fluido da tubulação em operação na direção -Z ........................ 77

Figura 6.7 – Rota de fuga ...................................................................................................................... 78

Figura 6.8 – Carregamento 60 – Sobrecarga – Rota de fuga ................................................................... 79

Figura 6.9 – Área entre equipamentos ................................................................................................... 80

Figura 6.10 – Carregamento 70 – Sobrecarga – Área entre equipamentos .............................................. 80

Figura 6.11 – Carregamento 80 – Sobrecarga - Plataforma .................................................................... 81

Figura 6.12 – Carregamento 90 – Carregamentos diversos ..................................................................... 82

Figura 6.13 – Determinação de z ........................................................................................................... 84

Figura 6.14 – Carregamento 100 – Pressão do vento (direção +X) ......................................................... 85

Figura 6.15 - Carregamento 101 – Pressão do vento (direção -X) ........................................................... 86

Figura 6.16 - Carregamento 102 – Pressão do vento (direção +Y) .......................................................... 86

Page 13: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xiii

Figura 6.17 - Carregamento 103 – Pressão do vento (direção -Y) ........................................................... 87

Figura 6.18 – Movimentos da viga-navio – Sagging (1) e Hogging (2) (DIAS, 2012) ............................. 88

Figura 6.19 – Carregamento 110 – Deslocamentos prescritos (Condição STATIC) ................................ 89

Figura 6.20 - Carregamento 111 – Deslocamentos prescritos (Condição DOC) ...................................... 89

Figura 6.21 - Carregamento 112 – Deslocamentos prescritos (Condição DEC)....................................... 90

Figura 6.22- Carregamento 113 – Deslocamentos prescritos (Condição TRANSIT) ............................... 90

Figura 6.23 – Movimentos possíveis de embarcações ............................................................................ 91

Figura 6.24 – Tipos de incidências de onda ........................................................................................... 92

Figura 8.1 – Estrutura deformada – Comb. 3000 – Nó 0034 em destaque ............................................. 105

Figura 8.2 – Estrutura deformada – Combinação 3000 – Nó 0026 em destaque .................................... 106

Figura 8.3 – Estrutura deformada – Comb. 3000 – Nó 0107 em destaque ............................................. 107

Figura 8.4 – Estrutura deformada – Combinação 3001 – Nó 0101 em destaque .................................... 108

Figura 8.5 – Unit Checks – Visão geral ............................................................................................... 110

Figura 8.6 – Listagem dos membros com unit check superior a 0,7 ...................................................... 111

Figura 8.7 – EL. 37492 - Localização do membro não cilíndrico com máximo UC .............................. 112

Figura 8.8 – Detalhe da verificação do membro 0024-0025 ................................................................. 112

Figura 8.9 – Eixo FR 184 – Localização do membro cilíndrico com máximo UC ................................. 114

Figura 8.10 – Detalhes da verificação do membro A1-0024 ................................................................. 115

Page 14: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xiv

LISTA DE TABELAS

Tabela 4.1 – Dimensões dos perfis e especificação dos materiais utilizados na estrutura primária ........... 50

Tabela 4.2 - Dimensões do perfil e especificação do material utilizado na estrutura secundária .............. 51

Tabela 4.3 – Dimensões e especificações do material utilizado nas bases do módulo .............................. 51

Tabela 4.4 – Dimensões e especificações do material utilizado nas chapas de piso ................................. 52

Tabela 5.1 – Identificação dos grupos de perfis e suas respectivas cores................................................. 55

Tabela 6.1 – Carregamentos básicos...................................................................................................... 71

Tabela 6.2 – Peso seco dos equipamentos e peso do fluido dos equipamentos em operação .................... 73

Tabela 6.3 – Velocidade básica do vento U10 ......................................................................................... 83

Tabela 6.4 – Velocidade e pressão do vento para cada condição de carregamento .................................. 84

Tabela 6.5 – Deslocamentos verticais prescritos – Hogging - Unidade: cm ............................................ 88

Tabela 6.6 – Acelerações para as condições DOC, DEC e TRANSIT .................................................... 92

Tabela 6.7 – Acelerações para a condição de DAMAGE ....................................................................... 93

Tabela 6.8 – Resumo dos carregamentos básicos aplicados .................................................................... 94

Tabela 7.1 – Combinações de carregamentos – Condição STATIC ........................................................ 95

Tabela 7.2 - Combinações de carregamentos – Condição DOC (HOGGING) ......................................... 96

Tabela 7.3 - Combinações de carregamentos – Condição DOC (SAGGING) ......................................... 97

Tabela 7.4 - Combinações de carregamentos – Condição DEC (HOGGING) ......................................... 98

Tabela 7.5 - Combinações de carregamentos – Condição DEC (SAGGING) .......................................... 99

Tabela 7.6 - Combinações de carregamentos – Condição DAMAGE (HOGGING) .............................. 100

Tabela 7.7 - Combinações de carregamentos – Condição DAMAGE (SAGGING) ............................... 101

Tabela 7.8 - Combinações de carregamentos – Condição TRANSIT (HOGGING) ............................... 102

Tabela 7.9 - Combinações de carregamentos – Condição TRANSIT (SAGGING) ............................... 103

Tabela 8.1 – Fatores modificadores de tensão admissível..................................................................... 109

Page 15: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xv

LISTA DE SIGLAS

AISC American Institute of Steel Construction

AMOD Fator modificador de tensão admissível

API American Petroleum Institute

ASTM American Society for Testing and Materials

DEC Design Extreme Condition

DNV Det Norske Veritas

DOC Design Operation Condition

EL Elevação

ELS Estado Limite de Serviço

ELU Estado Limite Último

FLNG Floating Liquefied Natural Gas

FPSO Floating, Production, Storage and Offloading

FR Frame

FS Fator de Segurança

FSO Floating, Storage and Offloading

LC Load Combination

UC Unit Check

UFRJ Universidade Federal do Rio de Janeiro

WSD Working Stress Design

ZTA Zona Termicamente Afetada

Page 16: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xvi

LISTA DE SÍMBOLOS

A Área da seção transversal

a Perna do filete de solda

Af Área do flange de compressão

Aw Área da alma do perfil

AX Área normal ao eixo x (SACS)

ax Aceleração na direção x

ax,DAM Aceleração na direção x na condição de DAMAGE

ax,DOC Aceleração na direção x na condição de DOC

ay Aceleração na direção y

ay,DAM Aceleração na direção y na condição de DAMAGE

ay,DOC Aceleração na direção y na condição de DOC

az Aceleração na direção z

az,DAM Aceleração na direção z na condição de DAMAGE

az,DOC Aceleração na direção z na condição de DOC

bf Largura do flange

C Coeficiente de forma

Cb Coeficiente de flexão

Cc Índice de esbeltez limite (AISC)

Cm Coeficiente de flexão

Cmx Coeficiente de flexão em relação ao eixo x

Cmy Coeficiente de flexão em relação ao eixo y

Cv Taxa de tensões de cisalhamento críticas

d Altura do perfil

D Diâmetro externo do perfil cilíndrico

E Módulo de elasticidade

F’ex Tensão crítica de Euler em relação ao eixo x reduzida por um fator de segurança igual a 23/12

F’ey Tensão crítica de Euler em relação ao eixo y reduzida por um fator de segurança igual a 23/12

fa Tensão de compressão solicitante

Fa Tensão de compressão admissível

fb Tensão de flexão solicitante

Fb Tensão de flexão admissível

fbx Tensão de flexão solicitante em relação ao eixo x

Fbx Tensão de flexão admissível em relação ao eixo x

fby Tensão de flexão solicitante em relação ao eixo y

Fby Tensão de flexão admissível em relação ao eixo y

Fcr Tensão crítica de flambagem

Fpr Tensão limite de proporcionalidade

ft Tensão de tração solicitante

Page 17: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xvii

Ft Tensão de tração admissível

Ftor Tensão de cisalhamento torcional admissível

Fult Tensão última

fv Tensão de cisalhamento solicitante

Fv Tensão de cisalhamento admissível

Fvy Tensão de cisalhamento admissível no eixo y

Fvz Tensão de cisalhamento admissível no eixo z

FX Força resultante no eixo x (SACS)

Fy Tensão de escoamento

FY Força resultante no eixo y (SACS)

FZ Força resultante no eixo z (SACS)

g Aceleração da gravidade

h Distância livre entre flanges

H Altura de medição do vento de referência

Imín Momento de inércia mínimo

IY Momento de inércia em relação ao eixo y (SACS)

IZ Momento de inércia em relação ao eixo z (SACS)

J Momento de inércia polar

K Parâmetro de flambagem

L Comprimento real da peça

l Distância entre seções com torção ou deslocamento lateral do flange de compressão restringido

Lb Comprimento lateral livre do flange de compressão

Lc Máximo comprimento lateral livre do flange de compressão (AISC)

Lef Comprimento efetivo de flambagem

Ly Comprimento efetivo de flambagem em relação ao eixo y (SACS)

M Momento fletor solicitante

Mp Momento de plastificação total

Mx Momento fletor em torno do eixo x

MX Momento resultante no eixo x (SACS)

My Momento fletor em torno do eixo y

MY Momento resultante no eixo y (SACS)

MZ Momento resultante no eixo z (SACS)

N Esforço normal solicitante

Ny Esforço normal de escoamento

P Esforço de compressão solicitante

Pcr Carregamento crítico de flambagem

q Pressão do vento

r Raio de giração

rt Raio de giração considerando o flange de compressão 1/3 da área de alma comprimida

T Esforço de tração solicitante

Page 18: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

xviii

t Espessura do perfil cilíndrico

T Tempo de duração do vento

T10 Tempo de duração do vento de referência

tf Espessura do flange

Tr Período de retorno

tw Espessura da alma do perfil

U Velocidade do vento

U(T,z) Velocidade do vento com T minutos de duração medida a uma altura z acima do nível do mar

U10 Velocidade do vento com 10 minutos de duração medida a 10 metros acima do nível do mar

U1min,z Velocidade do vento com 1 minuto de duração medida a uma altura z acima do nível do mar

V Esforço de cisalhamento solicitante

W Módulo elástico de resistência à flexão

Wx Módulo elástico de resistência à flexão em relação ao eixo x

Wy Módulo elástico de resistência à flexão em relação ao eixo y

Z Módulo plástico de resistência à flexão

z Altura acima do nível do mar na qual a velocidade do vento é medida

αh Ângulo de heel máximo

αt Ângulo de trim máximo

γ Coeficiente de segurança

δ Deslocamento vertical

δmáx Deslocamento vertical máximo admissível

δrel Deslocamento vertical relativo

ԑ Deformação normal

λ Índice de esbeltez

λcr Índice de esbeltez crítico

ν Coeficiente de Poisson

ρ Densidade

ρa Densidade da massa de ar

σ Tensão normal

σadm Tensão admissível

σres Tensão resistente

Page 19: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

1

1 INTRODUÇÃO

1.1 MOTIVAÇÃO E HISTÓRICO DE ACIDENTES

Com a descoberta de hidrocarbonetos na camada do pré-sal em 2006, as

expectativas de reserva e produção de petróleo no Brasil aumentaram de forma

expressiva. Só com os três primeiros campos descobertos do pré-sal (Lula, Iara e Parque

das Baleias), as reservas brasileiras comprovadas, que eram de 14 bilhões de barris,

aumentaram para 33 bilhões de barris. De 2010 a 2014, a produção média diária dos

reservatórios cresceu dez vezes e, em junho de 2014, estabeleceu-se a marca de 520 mil

barris de petróleo por dia, que é o novo recorde de produção diária com apenas 25 poços

produtores (PETROBRÁS, 2014).

No cenário atual, as unidades flutuantes de produção, processamento,

armazenamento e transferência (FPSOs) são o tipo de plataforma mais adequado para a

produção de petróleo nos campos do pré-sal. Além de vencerem as grandes

profundidades das bacias produtoras por serem unidades flutuantes, terem grande área

de convés e apresentarem baixo custo de construção, as plataformas tipo FPSO

apresentam alta capacidade de armazenamento da produção, dispensando a construção

de oleodutos para transporte do óleo entre a bacia e o continente. Atualmente, operam

nos campos do pré-sal nove plataformas de exploração, sendo todas do tipo FPSO

(PETROBRÁS, 2014). A estimativa é de que sejam necessárias mais de 70 novas

plataformas até 2030 (RAÍZEN, 2014), o que impulsiona consequentemente o setor

construtivo do país. Parte dessa demanda será destinada às indústrias civil e naval

brasileiras, aumentando cada vez mais a necessidade de investimento em novas

tecnologias por parte das empresas e laboratórios nacionais.

O projeto de uma plataforma petrolífera exige cuidados especiais e um elevado

nível de segurança. O grande número de trabalhadores nas plataformas e a constante

proximidade desses trabalhadores a materiais inflamáveis e fontes de ignição

transformam as plataformas em ambientes de extrema periculosidade, onde qualquer

pequeno acidente causado por um erro de projeto pode se tornar uma grande tragédia.

Além disso, acidentes graves em plataformas de petróleo podem acarretar danos severos

Page 20: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

2

ao meio ambiente e perdas econômicas significativas. No caso de unidades flutuantes, a

distância da costa e as condições hostis a que são submetidas tornam o projeto ainda

mais desafiador. A seguir, são relatados alguns dos principais acidentes em plataformas

de petróleo provocados por erro de projeto estrutural e as causas que levaram a sua

ocorrência.

1.1.1 Alexander Kielland (1980)

O acidente com a plataforma de perfuração semi-submersível Alexander

Kielland (Figura 1.1) foi o pior desastre que ocorreu nas águas norueguesas desde a

Segunda Guerra Mundial. A plataforma naufragou em 1980 no campo petrolífero de

Ekofisk causando a morte de 123 das 212 pessoas que estavam a bordo (KITSUNAI e

KOBAYASHI, 1980).

Figura 1.1 – Alexander Kielland antes do acidente (Wikipedia)

A plataforma estava operando no mar norueguês servindo como acomodação

offshore para a plataforma de produção Edda 2/7C. No dia 27 de março, 212 homens

estavam alojados na Alexander Kielland enquanto uma forte tempestade acontecia, com

ondas de até 12 metros de altura e rajadas de vento que chegavam a 74 km/h. Em certo

momento, durante a tempestade, a tripulação ouviu um estalo e a plataforma adernou

aproximadamente 40 graus. Pessoas foram lançadas ao chão, algumas foram esmagadas

e muitas ficaram feridas. Os barcos salva-vidas ficaram impossibilitados de serem

usados devido à grande inclinação da plataforma. Alguns minutos depois, a plataforma

virou completamente (KITSUNAI e KOBAYASHI, 1980). A Figura 1.2 mostra a

imagem da plataforma após o acidente.

Page 21: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

3

Figura 1.2 – Alexander Kielland após o acidente (Wikipedia)

Investigações mostraram que o colapso da Alexander Kielland se deu devido a

uma fratura por fadiga em um dos principais braços horizontais de contraventamento

(braço D-6), que ligava uma das suas colunas de sustentação (coluna D) ao restante da

plataforma. A Figura 1.3 mostra a localização desses elementos. Uma fissura se

desenvolveu a partir da solda circunferencial de filete duplo de 6 mm, que unia um tubo

de hidrofone a um furo circular na parte inferior do braço D6. A fissura se propagou a

partir da zona termicamente afetada (ZTA) do cordão de solda do hidrofone na direção

periférica, ou seja, paralela ao cordão de solda. Com a ruptura do braço D6 (Figura 1.4),

os outros cinco contraventamentos ligados à coluna D ficaram sobrecarregados e

romperam. Nesse momento, a coluna D se desprendeu da plataforma causando o seu

total desequilíbrio (KUZMANOVIC e WILLEMS, 1977).

Figura 1.3 – Localização da coluna D, do braço

D6 e dos locais de fratura nos contraventamentos

(KITSUNAI e KOBAYASHI, 1980)

Figura 1.4 – Coluna D e o braço D6 rompido

(Wikipedia)

Page 22: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

4

O acidente da Alexander Kielland pode ser atribuído não só a uma falha no

projeto da sua estrutura, uma vez que nenhuma verificação de fadiga foi feita antes da

sua construção, como também foi resultado de erros de construção e inspeção. Apesar

da importância do braço D6 na estrutura da plataforma, pouca atenção foi dada na

instalação do tubo do hidrofone. A solda mal feita já possuía uma fratura de 70

milímetros de comprimento, fratura essa que poderia ter sido descoberta durante a

última inspeção na Alexander Kielland, realizada seis meses antes do acidente, mas o

braço D6 estava fora do plano dessa inspeção (KITSUNAI e KOBAYASHI, 1980).

1.1.2 Ocean Ranger (1982)

O acidente da Ocean Ranger ocorreu em fevereiro de 1982 no mar canadense,

causando a morte de todos os 84 tripulantes que estavam a bordo. A Ocean Ranger

(Figura 1.5) era a maior plataforma semi-submersível de exploração e perfuração da

época e, devido ao seu tamanho, tinha habilidade para operar em áreas consideradas

perigosas para outras plataformas (COELHO, 2005).

Figura 1.5 – Plataforma Ocean Ranger (COELHO, 2005)

No dia 14 de fevereiro, durante uma tempestade inesperada de inverno, com

ventos de até 100 km/h, a plataforma foi atingida por ondas de até 20 metros de altura.

Com o impacto, o port hole da sala de controle de lastro foi destruído, o painel de

controle foi atingido pela água causando curto circuito nos relés analógicos e, por

Page 23: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

5

consequência, a plataforma adernou 10 graus. As tentativas de acertar a plataforma

manualmente falharam devido à falta de preparo da tripulação e a plataforma acabou

adernando ainda mais, passando de 10 para 15 graus (COELHO, 2005).

Nesse momento, à 1h30min do dia 15 de fevereiro, a tripulação informou à base

em terra, via rádio, que estava abandonando a embarcação. Mais uma vez, o

treinamento ineficiente da tripulação com relação à segurança foi crucial para as

dimensões do desastre. Muitos erros foram cometidos durante os procedimentos de

emergência como, por exemplo, o emborcamento dos botes salva-vidas e o lançamento

da balsa inflável fora do alcance dos homens que estavam no mar. Além disso, não foi

possível realizar o salvamento por helicóptero e pelo barco de apoio devido às

condições ambientais severas no momento da tempestade. Às 3h38min, a plataforma

virou completamente e atingiu o subsolo sem deixar sobreviventes (COELHO, 2005).

Uma comissão da Canadian Royal investigou o acidente durante dois anos e

concluiu que os erros foram cometidos na etapa de projeto da Ocean Ranger bem como

durante a sua construção (principalmente na sala de controle de lastro). Além disso, foi

constatado que o treinamento de segurança da tripulação foi inadequado e que a

inspeção e o regulamento dos governos dos Estados Unidos e do Canadá foram

ineficientes. Em complemento às recomendações para a indústria de gás e petróleo do

Canadá, a comissão recomendou que o governo federal investisse anualmente em

pesquisas e desenvolvimento de tecnologias para melhorar a eficiência dos

equipamentos de emergência (COELHO, 2005).

1.1.3 Sleipner A (1991)

A plataforma Sleipner A (Figura 1.6) é uma das três plataformas usadas na

extração de óleo e gás no campo de Troll, localizado na parte norueguesa do Mar do

Norte e detentor de 40% da reserva total de petróleo da plataforma continental da

Noruega (BARRY, 2013).

Page 24: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

6

Figura 1.6 – Plataforma Sleipne A durante a construção (Wikipedia)

Devido às condições ambientais severas do Mar do Norte, optou-se por projetar

uma estrutura do tipo Condeep para a plataforma, ou seja, uma estrutura de concreto

armado capaz de operar em águas profundas. A plataforma Sleipner A é composta por

24 células de concreto armado de alta resistência, de seção aproximadamente circular,

das quais quatro são estendidas até superfície como shafts para servirem de suporte para

a estrutura do deck. A interseção entre as células forma um vazio triangular chamado

tricell. No total, há 32 tricells na estrutura da Slepiner A como pode ser visto na Figura

1.7. A parede dos tricells deveria ser capaz de suportar a pressão hidrostática gerada

pela entrada de água nas suas aberturas superiores quando as células fossem submersas

(BARRY, 2013).

Figura 1.7 – Interseção entre as células – Tricells (Wikipedia)

Page 25: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

7

A construção da Sleipner A foi iniciada em Julho de 1989 e em 23 de Agosto de

1991, quando toda a estrutura das células já estava completa, seria realizada uma

operação de lastro controlada para preparação do acoplamento do deck à estrutura de

sustentação. Quando a plataforma estava a 5 metros da profundidade planejada para a

operação, um som muito alto foi emitido de um dos shafts, evidenciando a ruptura de

uma das células. A água começou a invadir o interior das células e em alguns minutos

toda a estrutura afundou (BARRY, 2013).

Havia 14 pessoas a bordo no momento do acidente e todas foram resgatadas a

tempo. O acidente envolveu uma perda econômica total de 700 milhões de dólares

(BARRY, 2013).

As investigações mostraram que o carregamento nas paredes dos tricells no

momento do acidente estava muito próximo da capacidade estrutural desses elementos,

e era superior ao calculado durante a fase de projeto da estrutura. Isso ocorreu devido a

um erro na configuração da malha de elementos finitos utilizada na análise global da

estrutura, que não foi modelada de forma adequada. Com isso, a força de cisalhamento

nas paredes dos suportes foi subestimada em aproximadamente 45% (BARRY, 2013).

A plataforma foi reprojetada e sua construção foi concluída com sucesso em Junho de

1993 (Wikipedia).

1.2 OBJETIVO

Esse trabalho tem como objetivo principal realizar a verificação quanto à

segurança estrutural de um módulo localizado na planta de processo de uma plataforma

tipo FPSO sob cinco diferentes condições de carregamento, segundo o método das

tensões admissíveis, de forma a estabelecer um nível de confiança aceitável dentro de

requisitos mínimos para cada tipo de análise realizada. A verificação estrutural será

baseada no estado limite último de resistência, correspondente à máxima capacidade de

carga, caracterizada pelo escoamento excessivo ou flambagem dos componentes

estruturais. Verificações no estado limite de serviço também serão realizadas.

A primeira condição de carregamento analisada leva em consideração a

condição estática do módulo (condição STATIC), ou seja, considera apenas

carregamentos funcionais, que atuam normalmente na plataforma, como cargas

Page 26: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

8

permanentes de operação e instalação do módulo e sobrecargas, sem considerar

carregamentos ambientais (vento, deslocamentos devidos ao movimento do navio e

forças de inércia) e cargas devidas a eventuais acidentes.

A segunda condição de análise considera o módulo em uma condição de

operação normal da plataforma (condição de DOC). Logo, as combinações de

carregamentos consideram cargas permanentes de operação e instalação, sobrecargas e

os carregamentos ambientais, obtidos com um período de retorno de um ano (condições

normais de operação).

A terceira condição de carregamento é adotada com o objetivo de verificar a

segurança do módulo sob uma condição extrema durante a operação da plataforma

(condição de DEC). As combinações de cargas também consideram, portanto, cargas

permanentes de operação e instalação, sobrecargas e cargas ambientais. No entanto, as

cargas ambientais são obtidas com um período de retorno de 100 anos, em condições

extremas de operação.

A quarta condição de carregamento é uma condição de avaria (condição

DAMAGE), na qual é simulado um alagamento acidental dos tanques do FPSO durante

a sua operação, causando inclinações longitudinais e transversais no casco do navio. São

considerados nas combinações apenas os carregamentos permanentes de operação e

instalação e as cargas ambientais, sem considerar sobrecargas. As cargas ambientais são

consideradas em condições normais de operação, com um período de retorno de um

ano.

A quinta e última condição de carregamento tem como objetivo analisar o

módulo durante a operação de trânsito do FPSO do estaleiro até o seu local de operação

definitivo (condição de TRANSIT). Para tanto, as combinações de cargas consideram

apenas cargas permanentes de instalação e cargas ambientais, sem considerar, portanto,

sobrecargas e cargas atuantes somente durante a sua operação. Para esse caso, as cargas

ambientais são obtidas com um período de retorno de 10 anos.

Page 27: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

9

1.3 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO

O presente trabalho é organizado em 9 capítulos. Após a introdução feita neste

capítulo, são apresentadas, no capítulo 2, algumas definições relacionadas a estruturas

offshore, além de uma breve revisão de conceitos importantes a respeito do

dimensionamento de estruturas metálicas.

No capítulo 3, a metodologia utilizada no trabalho é descrita, apresentando com

detalhes os procedimentos e critérios das normas de verificação estrutural adotadas.

No capítulo 4, é feita uma apresentação detalhada do módulo em estudo, com

suas principais dimensões, perfis e materiais utilizados; localização do módulo no

convés da plataforma e todas as demais informações relevantes para o projeto. Em

sequência, no capítulo 5, é apresentado o modelo estrutural criado no programa e todas

as suas especificações (condições de contorno, comprimentos efetivos de flambagem e

grupos de perfis e placas).

No capítulo 6, são mostradas as descrições dos carregamentos básicos

considerados nas análises e como eles foram aplicados ao modelo. Em seguida, no

capítulo 7, todas das combinações de carregamentos que atuarão sobre a estrutura são

apresentadas.

Finalmente, no capítulo 8, são apresentados os resultados obtidos nas análises e

as verificações necessárias para garantir o cumprimento dos objetivos do trabalho. O

capítulo 9 apresenta as conclusões do trabalho e sugestões para trabalhos futuros.

Page 28: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

10

Page 29: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

11

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Neste capítulo, são revisados os principais conceitos e os temas mais relevantes

para um melhor acompanhamento e entendimento do trabalho ao longo dos próximos

capítulos.

2.1 ESTRUTURAS OFFSHORE

2.1.1 Unidades Flutuantes de Produção, Armazenamento e Transferência (FPSOs)

Nos últimos anos, desenvolvimentos no campo petrolífero têm se estendido cada

vez mais para águas mais profundas e remotas. Atualmente, as atividades de exploração

do petróleo são realizadas em profundidades superiores a 2.000 metros, o que antes era

considerado economicamente inviável. O desenvolvimento de unidades tipo FPSO teve

fundamental importância nessa conquista. Além de permitirem a exploração do petróleo

em águas ultra profundas, os FPSOs dispensam o uso de dutos extensos e caros para

transporte de óleo, tornando economicamente viável a produção em regiões afastadas da

costa.

A Shell Castellon (Figura 2.1) foi a primeira plataforma tipo FPSO a entrar em

atividade, em 1977, e, atualmente, existem mais de 200 unidades operando pelo mundo

(Wikipedia).

Figura 2.1 – Shell Castellon (Wikipedia)

Page 30: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

12

Um FPSO é um tipo de navio utilizado pela indústria petrolífera para a

produção, armazenamento e escoamento do petróleo e/ou gás natural através de navios

aliviadores. Uma unidade flutuante do tipo FPSO recebe o fluido do reservatório através

de risers flexíveis (ou pode receber de outras plataformas próximas), o separa em óleo,

gás e água por equipamentos de processo e agrupa-os em módulos (função de

produção). O óleo separado é armazenado nos tanques do navio (função de

armazenamento) para uma periódica transferência para navios-tanque de transporte

usando um sistema de mangueira flutuante (função de transferência) (SHIMAMURA,

2002).

Além disso, uma plataforma tipo FPSO contém outros componentes funcionais

que garantem a operação e a segurança da unidade. São eles os sistemas de ancoragem e

a torre de atracação, que são necessários para manter o navio no local de operação; o

sistema de riser e a cabeça de injeção, necessários para o recebimento do fluido; e os

sistemas de serviços e de segurança, que auxiliam na continuidade das operações

offshore (SHIMAMURA, 2002).

Um FPSO pode ser uma conversão de um navio petroleiro ou pode ser uma

embarcação especialmente dedicada à referida aplicação. Um navio utilizado apenas

para armazenar o óleo sem processá-lo é caracterizado como Unidade Flutuante de

Armazenamento e Transferência (FSO).

O maior FPSO do mundo e também maior instalação offshore já projetada é o

FLNG Prelude (Figura 2.2), da Shell (SHELL, 2014).

Figura 2.2 - FLNG Prelude (SHELL, 2014)

Page 31: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

13

Por ser uma unidade flutuante de produção (e liquefação), armazenamento e

transferência apenas de gás natural liquefeito, é caracterizado como um FLNG (Floating

Liquefied Natural Gas). O navio possui 488 metros de comprimento e 74 metros de

largura, pesando mais de 600.000 toneladas quando em operação, das quais 260.000

toneladas são constituídas apenas por aço (aproximadamente cinco vezes mais do que a

quantidade de aço utilizada na construção dos FPSOs utilizadas na Bacia de Campos).

O FLNG Prelude irá operar no campo de Prelude e Concerto, a 200 quilômetros da

costa da Austrália, em uma lâmina d’água de aproximadamente 250 metros (SHELL,

2014).

2.1.2 Estruturas da Planta de Processo (Estruturas Topside)

Nos conveses de unidades tipo FPSO, operam diversos sistemas com recursos

necessários para a separação inicial dos fluidos oriundos dos poços. Dentre eles,

destacam-se o sistema de separação e tratamento de óleo, gás e água; o sistema de

tratamento da água de injeção; o sistema de fornecimento de água industrial; o sistema

de geração de energia; e o sistema de transferência de óleo. A operação desses sistemas

depende do uso de equipamentos de grande porte que são posicionados sobre grandes

estruturas (PETROBRÁS, 2012). Essas estruturas, localizadas na planta de processo da

unidade, são chamadas estruturas topside.

Dentre as estruturas topside no convés de um FPSO, existem os módulos de

produção, que são unidades responsáveis pelos diversos processos de produção da

plataforma. De uma maneira geral, eles são divididos com base nas suas operações da

seguinte forma:

E-house (Planta de Utilidades);

Módulos de Geração de Energia;

Módulos de Processos;

Módulo de Compressão de Gás;

Flare (Queimador).

Os módulos de produção são posicionados no convés do navio de acordo com a

sequência lógica do processamento dos fluidos da formação (PETROBRÁS, 2012). A

Figura 2.3 ilustra a disposição típica desses módulos e de outras estruturas topside no

convés de uma plataforma tipo FPSO.

Page 32: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

14

Fig

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2.3

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2012)

Page 33: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

15

2.1.3 Processamento Primário da Produção

Ao longo da vida produtiva de um campo de petróleo são produzidos,

geralmente, gás, óleo e água (além de impurezas) de forma simultânea. Como o

interesse econômico é apenas na produção de hidrocarbonetos (óleo e gás), existe a

necessidade de instalar, nos campos, facilidades destinadas a efetuar, sob condições

controladas, o chamado processamento primário dos fluidos (THOMAS et al., 2001).

O processamento primário consiste basicamente em três etapas: separação do

óleo, do gás e da água com as impurezas em suspensão; tratamento ou condicionamento

dos hidrocarbonetos para que possam ser transferidos para as refinarias onde será

efetuado o processamento propriamente dito; e o tratamento da água para reinjeção ou

descarte (THOMAS et al., 2001).

A separação da mistura trifásica óleo/gás/água é realizada nos módulos de

processos do FPSO e cada um dos componentes deve ser tratado para atingir sua

especificação final. A remoção da água evita o superdimensionamento do sistema de

bombeio e transferência de fluido, pois representa um volume ocioso na transferência e

tancagem do óleo e pode gerar problemas de incrustação (depósitos inorgânicos) e

corrosão nas instalações de produção, transporte e refino (VAZ, 2009).

A Figura 2.4 apresenta um fluxograma típico da sequência simplificada de um

processamento primário do óleo.

Page 34: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

16

Fig

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2.4

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2009)

Page 35: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

17

Inicialmente, a separação dos componentes líquidos (óleo e água) é feita por

gravidade, sendo que a maioria das plataformas utiliza separadores trifásicos

horizontais. Antes de ser encaminhado para o tanque de lavagem, o fluido que chega à

plataforma deve ser aquecido e “degaseificado”, uma vez que a liberação de gases no

tanque representa perda de produção, devido à dificuldade de recuperação desse gás, e

risco de sobre-pressurização do tanque (VAZ, 2009).

A separação da água da corrente de óleo proveniente da separação gravitacional

é realizada, de forma geral, em duas etapas operacionais: a desidratação e a dessalgação.

A desidratação é realizada nas próprias unidades operacionais de produção e utiliza

tratadores eletrostáticos para favorecer a coalescência (formação de uma gotícula

líquida única) da água. Já a dessalgação do óleo ocorre nas refinarias e consiste na

lavagem do óleo com água doce para remover grande parte do sal residual presente na

mistura (VAZ, 2009).

2.2 ANÁLISE E DIMENSIONAMENTO ESTRUTURAL

2.2.1 Estados Limites

Define-se que uma estrutura, ou parte dela, atinge um estado limite quando, de

modo efetivo ou convencional, ela se torna inutilizável ou deixa de satisfazer às

condições previstas para sua utilização (SANTOS, 2013).

Os estados limites últimos (ELU) são associados ao colapso da estrutura ou a

qualquer forma de ruína estrutural decorrente de cargas excessivas que determine a

paralização imediata do seu uso. Já os estados limites de serviço (ELS) estão

relacionados, dentre outros quesitos, a deformações excessivas na estrutura (SANTOS,

2013).

2.2.2 Método Das Tensões Admissíveis

O Working Stress Design (WSD) ou Método das Tensões Admissíveis é o

método de verificação mais tradicional utilizado em projetos de estruturas metálicas.

Seu critério de dimensionamento define que a maior tensão solicitante em cada seção

dos elementos estruturais σ deve ser inferior a uma tensão resistente reduzida por um

coeficiente de segurança γ (PFEIL e PFEIL, 2009).

Page 36: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

18

A tensão resistente é calculada considerando-se que a estrutura pode atingir uma

das condições dos estados limites últimos, ou seja, pode ocorrer o colapso da estrutura

devido à ocorrência de cargas excessivas (PFEIL e PFEIL, 2009).

Logo, a condição de segurança do método pode ser definida pela seguinte

equação:

𝜎𝑎𝑑𝑚 =𝜎𝑟𝑒𝑠

𝛾

(1)

onde:

σadm = tensão máxima admissível nas seções dos elementos estruturais;

σres = tensão resistente do material.

Os esforços solicitantes, a partir dos quais se calcula a tensão máxima

solicitante, são obtidos através da análise em regime elástico da estrutura (ver item

2.2.4).

O coeficiente de segurança γ exprime o reconhecimento de que existem diversas

fontes de incerteza na condição de segurança do método como, por exemplo, quanto à

magnitude e distribuição do carregamento, às características mecânicas do material, à

precisão na modelagem estrutural e às imperfeições na execução da estrutura (PFEIL e

PFEIL, 2009).

2.2.3 Comportamento Elástico e Plástico do Aço

Existem dois tipos principais de comportamento que um membro pode

apresentar quando submetido a tensões (BOWLES, 1980). Observando como exemplo a

curva tensão (σ) x deformação (ԑ) típica de um aço com patamar de escoamento

submetido a um ensaio de tração simples (Figura 2.5), podemos destacar as duas regiões

que caracterizam esses comportamentos.

Page 37: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

19

Figura 2.5 – Curva tensão x deformação típica de aços com patamar de escoamento (sem escala)

(GERE e GOODNO, 2010)

No trecho entre a origem O e o ponto A, a curva tensão x deformação é linear e o

material se encontra em regime elástico. Nesse trecho de tensão, a lei física linear ou

elástica (Lei de Hooke) é válida para o material, ou seja, a deformação sofrida por ele é

proporcional à tensão aplicada, sendo a constante de proporcionalidade entre essas

grandezas o Módulo de Elasticidade ou Módulo de Young (E) do material. Esse

comportamento em regime elástico pode ser definido pela equação abaixo:

𝜎 = 𝐸 ∙ 휀 (2)

No regime elástico, caso o carregamento seja interrompido, o material volta a

sua configuração inicial, sem apresentar deformações residuais. Além do ponto A, a

proporcionalidade entre tensão e deformação não existe mais, dessa forma, a tensão em

A é definida como a tensão limite de proporcionalidade Fpr (GERE e GOODNO, 2010).

Com um aumento na tensão além do limite de proporcionalidade, a deformação

começa a aumentar mais rapidamente para cada incremento de tensão e, portanto, a

curva tensão-deformação apresenta uma inclinação cada vez menor até que, no ponto B,

a curva começa a ficar horizontal (GERE e GOODNO, 2010).

A partir do ponto B, o material passa a sofrer escoamento em regime plástico, o

que é caracterizado por um aumento na deformação do aço a uma tensão constante

(BOWLES, 1980). A tensão a partir da qual o material escoa é chamada de tensão limite

Page 38: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

20

de escoamento ou tensão de escoamento Fy, e seu valor varia para diferentes

especificações de aços. O escoamento geralmente produz uma deformação visível no

aço e, por isso, a teoria elástica utiliza o limite de escoamento Fy como tensão limite, da

qual será obtida a tensão admissível no dimensionamento da peça metálica (PFEIL e

PFEIL, 2009).

Com o aumento da deformação plástica, o aço tende a ganhar certa resistência

adicional e os acréscimos de deformação voltam a ser acompanhado por acréscimos de

tensão a partir do ponto C (BOWLES, 1980). Esse fenômeno é conhecido como

endurecimento de deformação e seu efeito na resistência do aço não é, em geral,

considerado nas teorias de dimensionamento de perfis metálicos (PFEIL e PFEIL,

2009).

A carga em certo momento atinge seu valor máximo, e a tensão correspondente

(tensão no ponto D) é denominada tensão máxima. Um maior estiramento da barra

passa a ser acompanhado por uma redução na carga, e a fratura finalmente ocorre no

ponto E da Figura 2.5.

2.2.4 Análise Estrutural Linear

A forma mais tradicional de se determinar as solicitações em estruturas é através

da análise linear elástica ou análise de 1a ordem, que admite a proporcionalidade entre

as ações atuantes e os seus efeitos (PFEIL e PFEIL, 2009).

Alguns sistemas estruturais em aço apresentam comportamento não linear

decorrente da não proporcionalidade das relações tensão x deformação e/ou da não

linearidade geométrica da estrutura (PFEIL e PFEIL, 2009). A análise linear elástica

seria, portanto, uma aproximação de cálculo onde é considerada válida a Lei de Hooke

(ver Item 2.2.3). O equilíbrio da estrutura é analisado na sua configuração geométrica

inicial (indeformada) admitindo uma relação linear entre deformações e os

deslocamentos são considerados pequenos de forma que não influenciam na rigidez da

estrutura (MACIEL, SOUZA e MOURA, 2011).

Page 39: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

21

2.2.5 Peças Metálicas Tracionadas

Peças tracionadas são peças submetidas a solicitações de tração axial. O

dimensionamento dessas peças é baseado em critérios de tensão e de rigidez

(KUZMANOVIC e WILLEMS, 1977).

A tensão atuante em cada seção transversal do elemento estrutural é considerada

uniformemente distribuída ao longo da sua área e, de acordo com o Método das Tensões

Admissíveis, deve ser inferior a uma tensão limite, equivalente à tensão de escoamento

do material dividida por um fator de segurança.

𝑓𝑡 =𝑇

𝐴≤ 𝐹𝑡 =

𝐹𝑦

𝐹𝑆

(3)

onde:

ft = tensão de tração solicitante;

T = força de tração atuante na seção transversal do membro;

A = área da seção transversal (bruta ou líquida) do membro;

Ft = tensão de tração limite;

Fy = tensão de escoamento do material;

FS = fator de segurança.

Se o membro tracionado possui furos ao longo de seu comprimento, a perda de

área devida aos furos deve ser calculada e subtraída da sua área bruta para obtenção da

área da seção transversal líquida, que será utilizada no cálculo da tensão solicitante.

Com relação à rigidez das peças tracionadas, apesar dos esforços de tração

contribuírem para a retificação das peças, algumas normas estabelecem limites de índice

de esbeltez como forma de evitar instabilidade devida a possíveis carregamentos

transversais, como o vento, por exemplo (KUZMANOVIC e WILLEMS, 1977).

2.2.6 Peças Metálicas Comprimidas

Uma peça vertical sujeita a um esforço de compressão axial centrado é

denominada coluna. As forças de compressão tendem a encurtar a coluna e a tensão de

compressão correspondente pode ser tomada como uniformemente distribuída ao longo

da área da seção transversal bruta da peça.

Page 40: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

22

𝑓𝑎 =𝑃

𝐴≤ 𝐹𝑎

(4)

onde:

fa = tensão de compressão solicitante;

P = força de compressão atuante na seção transversal da peça;

A = área da seção transversal bruta da peça;

Fa = tensão de compressão limite.

No entanto, ao contrário da tensão de tração admissível, a tensão de compressão

máxima admissível não é determinada de forma tão simples. Um esforço de tração

aplicado a um membro tende a retificá-lo e reduz o efeito de curvaturas iniciais

existentes na peça devido ao seu próprio processo de fabricação. Já um esforço de

compressão, tende a aumentar esse efeito, podendo causar deslocamentos laterais na

peça, processo esse conhecido como flambagem por flexão (PFEIL e PFEIL, 2009).

Flambagem por flexão (ou flambagem global) é o fenômeno que ocorre quando

uma peça vertical comprimida axialmente (ou coluna) sofre deflexão lateral devido a

uma perturbação lateral, a uma excentricidade na aplicação do carregamento ou a

imperfeições geométricas existentes na peça (Figura 2.6). Sob um carregamento axial

crescente, as deflexões laterais também aumentarão e, por fim, a coluna cederá

completamente, podendo causar falhas repentinas e bruscas na estrutura (GERE e

GOODNO, 2010).

Figura 2.6 – Flambagem global de uma coluna (GERE e GOODNO, 2010)

Se a coluna estiver apoiada apenas em suas extremidades e estiver livre para

flambar em qualquer direção, então a flexão ocorrerá sobre o eixo centroidal principal

L

Page 41: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

23

com menor momento de inércia, Imín (GERE e GOODNO, 2010). Dessa forma, as

expressões apresentadas nos próximos subitens dessa seção serão descritas em relação

ao eixo de momento de inércia mínimo da seção transversal da peça.

2.2.6.1 Carregamento crítico de flambagem

Carregamento crítico de flambagem Pcr é o carregamento a partir do qual não é

mais possível o equilíbrio da peça na configuração retilínea, ou seja, o carregamento

crítico de flambagem representa a transição entre as condições estável e instável da peça

(GERE e GOODNO, 2010).

Quando o carregamento axial na peça é menor que o carregamento crítico (0 < P

< Pcr), a estrutura está em equilíbrio estável quando é perfeitamente reta, ou seja, a

estrutura retorna à sua posição inicial após sofrer algum tipo de perturbação lateral.

Quando o carregamento axial é maior que o carregamento crítico (P > Pcr), a estrutura

ainda está em equilíbrio quando perfeitamente reta (sem deflexão lateral), no entanto o

equilíbrio é instável e não pode ser mantido, ou seja, um pequeno distúrbio fará a

estrutura flambar. Por fim, no carregamento crítico (P = Pcr), a estrutura está em

equilíbrio mesmo quando sofre pequenas deflexões laterais (além de estar em equilíbrio

quando perfeitamente reta). No entanto, a estrutura não é nem estável nem instável, ela

está na fronteira entre estabilidade e instabilidade. Essa condição é chamada de

equilíbrio neutro (GERE e GOODNO, 2010).

2.2.6.2 Comprimento efetivo de flambagem

A flambagem de uma coluna apoiada por pinos é chamada de caso fundamental

de flambagem da coluna. Entretanto, na prática, encontramos muitas outras condições

de contorno para colunas (GERE e GOODNO, 2010). Para levar em consideração as

diferentes condições de contorno que uma coluna pode ter, é utilizado, na determinação

dos carregamentos críticos de flambagem, o comprimento efetivo de flambagem das

colunas Lef.

O comprimento efetivo de flambagem Lef de uma coluna corresponde à distância

entre pontos de inflexão, ou seja, pontos de momento fletor nulo, em sua configuração

deformada (devido à carga de compressão). Esse comprimento é obtido pelo produto do

Page 42: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

24

comprimento real da coluna (L) e um parâmetro de flambagem (K) equivalente ao eixo

de flambagem da coluna e função das condições de contorno da coluna.

𝐿𝑒𝑓 = 𝐾 ∙ 𝐿 (5)

A Figura 2.7 mostra alguns valores teóricos do parâmetro de flambagem K, bem

como os valores recomendados e utilizados normalmente na prática, para diferentes

condições de contorno da peça comprimida.

Figura 2.7 – Parâmetros de flambagem para diferentes condições de contorno (PFEIL e PFEIL, 2009)

2.2.6.3 Coluna de Euler ou Coluna Ideal

Uma coluna é chamada de coluna ideal ou coluna de Euler quando não tem

imperfeições geométricas e tensões residuais, é feita de um material de comportamento

elástico linear que segue a Lei de Hooke e está submetida a uma carga perfeitamente

centrada.

Para uma coluna ideal, o menor carregamento crítico (Pcr) , também conhecido

como carga de Euler, será dado por:

𝑃𝑐𝑟 =𝜋2 ∙ 𝐸 ∙ 𝐼𝑚í𝑛

𝐿𝑒𝑓2

(6)

Page 43: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

25

onde:

E = módulo de elasticidade do material da peça;

Imín = momento de inércia mínimo da seção transversal da peça;

Lef = comprimento efetivo de flambagem, em relação ao eixo de flambagem.

Dividindo a carga crítica pela área da seção transversal da peça, obtemos a

tensão crítica de flambagem (Fcr) para uma coluna idealmente perfeita.

𝐹𝑐𝑟 =𝑃𝑐𝑟

𝐴=

𝜋2 𝐸 𝐼𝑚í𝑛

𝐿𝑒𝑓2 𝐴

=𝜋2 ∙ 𝐸 ∙ 𝐴 ∙ 𝑟2

𝐿𝑒𝑓2 ∙ 𝐴

=𝜋2 ∙ 𝐸 ∙ 𝑟2

𝐿𝑒𝑓2 → 𝐹𝑐𝑟 =

𝜋2 ∙ 𝐸

𝜆2

(7)

sendo:

𝑟 = √𝐼𝑚𝑖𝑛

𝐴

(8)

e

𝜆 =

𝐿𝑒𝑓

𝑟

(9)

onde:

λ = índice de esbeltez da coluna, em relação ao eixo de flambagem;

Lef = comprimento efetivo de flambagem da coluna, em relação ao eixo de flambagem;

r = raio de giração da seção transversal, em relação ao eixo de menor inércia;

Imín = momento mínimo de inércia da seção;

A = área da seção transversal.

O índice de esbeltez λ é um parâmetro de medida da esbeltez de uma coluna.

Quanto mais esbelta a coluna, maior será o seu índice de esbeltez e, portanto, menor

será a sua tensão crítica Fcr (GERE e GOODNO, 2010). Essa relação pode ser

observada na Curva de Euler típica (Figura 2.8) obtida através da equação (7).

Page 44: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

26

Figura 2.8 – Gráfico típico da curva de Euler

Para a determinação do carregamento crítico (Pcr) da coluna ideal (equação 6),

foi considerada a lei de Hooke. Portanto, a curva de Euler (Figura 2.8) é válida apenas

quando a tensão crítica na coluna for menor que a tensão limite de proporcionalidade do

aço Fpr (ver item 2.2.3).

2.2.6.4 Flambagem elástica e inelástica

Como pode ser observado na Figura 2.8, a tensão crítica de flambagem de uma

coluna só pode ser determinada utilizando a curva de Euler quando o material é

submetido a uma tensão inferior ao seu limite de proporcionalidade. Dessa forma, é

trivial comparar o índice de esbeltez da coluna a um índice de esbeltez crítico λcr a partir

do qual o comportamento da coluna deixa de ser representado pela curva de Euler.

O valor do índice de esbeltez crítico é obtido fixando-se a tensão crítica da

equação (7) igual ao limite de proporcionalidade Fpr e resolvendo para o índice de

esbeltez. Um diagrama da tensão crítica de flambagem em função do índice de esbeltez

estendido para tensões acima do limite de proporcionalidade do material é apresentado

na Figura 2.9.

Page 45: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

27

Figura 2.9 - Variação da tensão crítica Fcr de acordo com o índice de esbeltez λ da coluna (GERE e

GOODNO, 2010)

Colunas muito esbeltas também chamadas de colunas longas (λ > λcr) sofrerão

flambagem em regime elástico e sua tensão crítica será inferior à tensão limite de

proporcionalidade do material. Esse comportamento é apresentado na curva CD da

Figura 2.9 ou curva de Euler. Na prática, são encontradas poucas colunas tão esbeltas a

ponto de terem sua tensão crítica de flambagem em regime elástico (KUZMANOVIC e

WILLEMS, 1977).

Quando a coluna é curta (índice de esbeltez muito pequeno), ela falhará por

escoamento e rompimento do material e nenhuma consideração sobre flambagem será

envolvida. É definida, então, uma tensão de compressão última Fult como a tensão crítica

para o material, estabelecendo um limite de resistência representado pela linha

horizontal AB da Figura 2.9 (GERE e GOODNO, 2010).

Quando a coluna tem um índice de esbeltez intermediário (coluna intermediária),

ela falhará por flambagem inelástica, ou seja, as tensões máximas estarão acima do

limite de proporcionalidade do material quando a flambagem ocorrer. A tensão crítica

para a flambagem inelástica (representada pela curva BC da Figura 2.9) será sempre

menor que a tensão crítica de Euler equivalente e, para ser determinada, é preciso

Page 46: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

28

aplicar uma teoria de flambagem inelástica na determinação do carregamento crítico. As

teorias básicas utilizadas são a Teoria do Módulo Tangente, a Teoria do Módulo

Reduzido e a Teoria de Shanley (GERE e GOODNO, 2010).

Geralmente, no dimensionamento de colunas, não é feita a distinção entre

colunas curtas e intermediárias, sendo todas as colunas com índice de esbeltez inferior

ao valor crítico consideradas como colunas intermediárias e tendo suas tensões máximas

admissíveis determinadas como tal.

A curva ABCD da Figura 2.9 representa a capacidade máxima de suportar

carregamentos de uma coluna ideal em função do seu comprimento e aplica-se a

colunas com diferentes condições de contorno se for usado o comprimento efetivo Lef

equivalente no cálculo do seu índice de esbeltez (GERE e GOODNO, 2010).

Na prática, as colunas não são perfeitas, ou seja, possuem imperfeições

geométricas e nem sempre se pode garantir a centralização perfeita do esforço de

compressão atuante. Além disso, colunas de aço estão sujeitas a tensões residuais

oriundas dos processos de fabricação (PFEIL e PFEIL, 2009). Portanto, a tensão crítica

para colunas reais será menor que a tensão crítica representada pela curva ABCD da

Figura 2.9.

Para considerar essas variáveis, a tensão admissível de uma coluna é obtida,

geralmente, dividindo a tensão máxima da curva ABCD por um fator de segurança, que

usualmente tem um valor em torno de 2 (GERE e GOODNO, 2010). Como as

imperfeições podem crescer com o aumento do comprimento, um fator de segurança

variável, que aumenta à medida que λ aumenta, algumas vezes é usado (GERE e

GOODNO, 2010). Uma variedade de fórmulas de dimensionamento empíricas foi

desenvolvida para o dimensionamento de colunas levando em consideração essa

redução da tensão admissível. As expressões utilizadas pela norma americana AISC 9ª

Ed., utilizada no presente trabalho, serão apresentadas no item 3.1.1.

2.2.7 Peças Sujeitas à Flexão

Uma peça estrutural pode ser submetida à flexão simples ou flexão biaxial,

dependendo do número de planos de atuação dos esforços solicitantes. As expressões

Page 47: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

29

apresentadas nos próximos subitens assumem que nenhuma instabilidade lateral

ocorrerá na peça (KUZMANOVIC e WILLEMS, 1977).

2.2.7.1 Flexão Simples

A flexão simples ocorre quando um único plano de carregamento atua na peça e

coincide com o seu eixo longitudinal para o caso de seções transversais com dois eixos

de simetria. Nesse caso, a linha neutra sempre coincidirá com o centroide da seção

transversal e pode-se assumir que as tensões de flexão atuam somente na direção

longitudinal da peça (KUZMANOVIC e WILLEMS, 1977).

Algumas premissas devem ser adotadas no dimensionamento de peças

submetidas à flexão simples: o material da peça obedece à lei de Hooke (ver item 2.2.3),

com o mesmo comportamento na tração e na compressão; as seções transversais da peça

permanecem planas; e as deformações são pequenas se comparadas às dimensões da

peça (KUZMANOVIC e WILLEMS, 1977).

A tensão normal de tração ou de compressão máxima atuante na seção

transversal devido ao momento fletor M é determinada pela expressão:

𝑓𝑏 = ±𝑀

𝑊

(10)

onde:

W = módulo elástico de resistência à flexão da seção transversal.

No caso do momento fletor ser causado por carregamentos transversais na peça,

esforços de cisalhamento também devem ser considerados. A norma americana AISC 9ª

Ed. recomenda que, para perfis I, H ou T, como as mesas pouco influenciam na

resistência ao cisalhamento da seção, a tensão de cisalhamento solicitante fv pode ser

tomada de acordo com a seguinte expressão (KUZMANOVIC e WILLEMS, 1977).

𝑓𝑣 =𝑉

𝐴𝑤 , 𝐴𝑤 = 𝑑 ∙ 𝑡𝑤

(11)

Page 48: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

30

onde:

V = esforço de cisalhamento atuante na peça;

Aw = área total da alma;

d = altura total do perfil;

tw = espessura da alma do perfil.

2.2.7.2 Flexão Biaxial (Oblíqua)

A flexão biaxial é semelhante à flexão simples. No entanto, dois planos de

carregamento atuam na peça e ambos devem passar pelo seu eixo longitudinal, de forma

que nenhum esforço de torção seja desenvolvido. Na flexão oblíqua, a linha neutra

também coincidirá com o centroide da seção transversal (KUZMANOVIC e

WILLEMS, 1977).

Os momentos fletores atuantes da peça podem ser representados por dois

componentes Mx e My atuando nos eixos principais centrais de inércia x e y da seção

transversal, respectivamente. Assim, a tensão normal atuante na fibra mais externa da

seção pode ser obtida através da seguinte expressão:

𝑓𝑏 = ±𝑀𝑥

𝑊𝑥±

𝑀𝑦

𝑊𝑦

(12)

onde:

Wx,y = módulo elástico de resistência à flexão da seção em relação aos eixos x e y,

respectivamente.

2.2.8 Flexocompressão e Flexotração

A grande maioria dos membros de uma estrutura está sujeita a esforços de flexão

e a carregamentos axiais (compressão ou tração) ao mesmo tempo, ou seja, são sujeitos

a flexocompressão ou flexotração, respectivamente. Membros dimensionados à

flexocompressão podem ser denominados vigas-colunas (KUZMANOVIC e

WILLEMS, 1977).

Quando a carga atuante paralelamente ao eixo da peça está aplicada com uma

excentricidade mais significativa que as devidas a defeitos construtivos, o

Page 49: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

31

dimensionamento da mesma deve levar em conta tanto o momento fletor atuante quanto

o esforço normal, e a flambagem deve ser verificada sob os dois efeitos. É o caso de

colunas com cargas transversais, colunas com cargas excêntricas e colunas de pórticos

(PFEIL e PFEIL, 2009).

A resistência de um membro submetido a esforço normal e a momento fletor

pode ser limitada ao início da plastificação ou pode ser associada à plastificação total da

seção transversal do membro. No primeiro caso, o princípio da superposição dos efeitos

pode ser aplicado de forma a combinar as tensões normais atuantes na seção devidas ao

esforço axial e ao momento fletor em regime elástico (PFEIL e PFEIL, 2009). Dessa

forma, a seção será dimensionada para atender ao seguinte critério:

𝑁

𝐴 ∙ 𝐹𝑦+

𝑀

𝑊 ∙ 𝐹𝑦≤ 1

(13)

onde:

N = esforço normal atuante na seção;

M = momento fletor atuante na seção;

A = área bruta da seção transversal;

Fy = tensão de escoamento do aço;

W = módulo elástico de resistência à flexão da seção.

O limite de resistência associado à plastificação total da seção é calculado para

duas situações distintas de posição da linha neutra plástica (linha neutra na alma da

seção ou linha neutra na mesa da seção). No entanto, uma expressão aproximada para a

resistência da seção para qualquer posição na linha neutra é adotada em algumas

normas, como na norma americana AISC 9ª Ed., utilizada no presente trabalho (PFEIL e

PFEIL, 2009).

𝑁

𝑁𝑦+

8

9∙𝑀

𝑀𝑝≤ 1,0 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑁

𝑁𝑦≥ 0,2

(14)

𝑁

2 ∙ 𝑁𝑦+

𝑀

𝑍 ∙ 𝐹𝑦≤ 1,0 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑁

𝑁𝑦< 0,2

(15)

Page 50: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

32

onde:

Z = módulo plástico de resistência à flexão da seção;

Ny = esforço normal de escoamento.

A definição do limite de resistência associado à plastificação total da seção em

peças submetidas à flexocompressão ou flexotração pelas normas é feita através de

curvas de interação, que são expressões similares às apresentadas anteriormente e que

englobam todas as possíveis formas de instabilidade das peças (PFEIL e PFEIL, 2009).

As expressões utilizadas, especificamente, pela norma americana AISC 9ª Ed. são

apresentadas no item 3.1.4 deste trabalho.

Page 51: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

33

3 METODOLOGIA

O dimensionamento de uma estrutura consiste, basicamente, na verificação dos

seus membros constituintes frente aos esforços solicitantes, para as dimensões e

ligações adotadas. A determinação desses esforços depende do tipo de análise estrutural

utilizada e, a partir deles, são obtidas as tensões solicitantes. A verificação quanto à

segurança, por sua vez, depende das tensões máximas admissíveis nas seções dos

elementos estruturais, e são determinadas de acordo com as propriedades do material

empregado, do método de cálculo e das normas e recomendações adotadas.

A estrutura do módulo em estudo foi modelada e analisada através do programa

SACS 5.6 V8i. A determinação das tensões atuantes nos elementos estruturais do

modelo foi feita através de uma análise linear estática.

A verificação da estrutura foi realizada segundo o método das tensões

admissíveis, de forma que todos os elementos estruturais do modelo tenham tensões

máximas solicitantes inferiores às tensões admissíveis, determinadas de acordo com as

normas AISC 9ª Ed. para perfis não cilíndricos e API RP 2A para perfis cilíndricos.

Os itens a seguir descrevem o procedimento adotado pelas normas utilizadas

nesse trabalho para determinação das tensões máximas admissíveis em membros

estruturais para cada tipo de esforço solicitante, apenas para dimensionamento dos

perfis existentes na estrutura analisada no presente trabalho.

Os carregamentos ambientais e as sobrecargas atuantes na estrutura do módulo

foram determinados de acordo com as recomendações de projeto da DNV-RP-C205 e

da norma DNV-OS-C201, respectivamente.

Page 52: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

34

3.1 DIMENSIONAMENTO DE PERFIS NÃO CILÍNDRICOS –

AISC 9ª ED.

3.1.1 Peças Comprimidas

A norma americana AISC 9ª Ed. recomenda um limite superior do índice de

esbeltez igual a 200, para membros essencialmente comprimidos, com a finalidade de

evitar a grande flexibilidade de peças muito esbeltas (PFEIL e PFEIL, 2009).

O cálculo da tensão máxima de compressão em membros sujeitos à compressão

axial segundo a AISC 9ª Ed. depende do índice de esbeltez do membro. É definido um

índice de esbeltez limite para o comportamento elástico da peça Cc, correspondente ao

índice de esbeltez crítico λcr descrito no item 2.2.6. A norma americana considera um

limite de proporcionalidade do aço equivalente à metade da sua tensão de escoamento,

devido à consideração da existência de tensões residuais na peça. Logo, o índice de

esbeltez limite Cc é obtido aplicando Fy/2 na equação (7) para a tensão crítica de Euler e

resolvendo para o índice de esbeltez.

𝐶𝑐 = √2 ∙ 𝜋2 ∙ 𝐸

𝐹𝑦

(16)

Quando o índice de esbeltez da peça λ é inferior a Cc, a instabilidade inelástica

governará o seu comportamento e a tensão de compressão admissível Fa será dada pela

tensão máxima (ver Figura 2.9) dividida por um fator de segurança que varia de acordo

com o índice de esbeltez da peça.

𝐹𝑎 =

[1 −𝜆2

2 ∙ 𝐶𝑐2] ∙ 𝐹𝑦

53 +

3 ∙ 𝜆8 ∙ 𝐶𝑐

−𝜆3

8 ∙ 𝐶𝑐3

, 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝜆 ≤ 𝐶𝑐

(17)

Para um índice de esbeltez λ maior que o limite Cc, a falha da peça ocorrerá por

flambagem elástica e a sua tensão de compressão admissível Fa será equivalente à

tensão crítica de Euler Fcr obtida da equação (7) reduzida de um fator de segurança de

23/12.

Page 53: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

35

𝐹𝑎 =12 ∙ 𝜋2 ∙ 𝐸

23 ∙ 𝜆2 , 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝜆 > 𝐶𝑐

(18)

3.1.2 Peças Tracionadas

De acordo com a AISC 9ª Ed., no dimensionamento de membros tracionados por

cargas atuantes na direção do seu eixo centroidal, a tensão de tração máxima admissível

Ft deve ser equivalente a 60% da tensão de escoamento do material.

𝐹𝑡 = 0,6 𝐹𝑦

(19)

3.1.3 Peças Sujeitas à flexão

O dimensionamento de membros submetidos à flexão simples é feito de acordo

com a classificação de suas seções transversais em compacta ou não compacta, definida

pela AISC 9ª Ed. na tabela B5.1. Essa tabela é apresentada no ANEXO I.

Para ser classificada como compacta, a seção transversal de um perfil deve ter o

seu flange continuamente ligado à alma e a relação entre a largura e a espessura dos

seus elementos comprimidos não deve exceder os limites estabelecidos na tabela B5.1.

A norma define algumas peculiaridades quanto à definição das dimensões dos

elementos comprimidos. Para este trabalho, é importante destacar que, para elementos

comprimidos apoiados apenas em um bordo, a sua largura deve ser tomada como

metade da largura total do flange, no caso de flanges de perfis I, H ou T.

3.1.3.1 Peças de perfil I submetidas à flexão no eixo da maior inércia

A AISC 9ª Ed. define um limite para o comprimento lateral livre do flange de

compressão Lc, definido como o valor mínimo entre os encontrados pelas expressões

abaixo.

𝐿𝑐 = 𝑚í𝑛 [76 ∙ 𝑏𝑓

√𝐹𝑦

,20.000

(𝑑𝐴𝑓

) ∙ 𝐹𝑦

]

(20)

Para membros com seção compacta e simétrica em relação ao eixo da menor

inércia, a máxima tensão admissível na flexão Fb equivale a 66% da tensão de

Page 54: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

36

escoamento do aço, quando o comprimento lateral do flange de compressão Lb for

menor que o limite Lc.

𝐹𝑏 = 0,66 ∙ 𝐹𝑦, 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝐿𝑏 < 𝐿𝑐 (21)

A máxima tensão admissível na flexão Fb para membros com seção não

compacta e simétrica em relação ao eixo da menor inércia, e com Lb menor que Lc, pode

ser determinada através da equação abaixo.

𝐹𝑏 = 𝐹𝑦 ∙ [0,79 − 0,002 ∙𝑏𝑓

2 ∙ 𝑡𝑓∙ √𝐹𝑦] , 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝐿𝑏 < 𝐿𝑐

(22)

Para membros de seção transversal compacta ou não compacta e com Lb

superior ao limite Lc, temos, na tração:

𝐹𝑏 = 0,6 ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝐿𝑏 < 𝐿𝑐 (23)

Na compressão, Fb irá assumir o maior valor entre os encontrados nas expressões

abaixo.

𝐹𝑏 =

[ 2

3−

𝐹𝑦 ∙ (𝑙𝑟𝑡

)2

1530 ∙ 103 ∙ 𝐶𝑏

]

∙ 𝐹𝑦 ≤ 0,6 ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎 √102 ∙ 103 ∙ 𝐶𝑏

𝐹𝑦≤

𝑙

𝑟𝑡

≤ √510 ∙ 103 ∙ 𝐶𝑏

𝐹𝑦

(24)

𝐹𝑏 =170 ∙ 103 ∙ 𝐶𝑏

(𝑙𝑟𝑡

)2 ≤ 0,6 ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑙

𝑟𝑡≥ √

510 ∙ 103 ∙ 𝐶𝑏

𝐹𝑦

(25)

𝐹𝑏 =

12 ∙ 103 ∙ 𝐶𝑏

𝑙 ∙ 𝑑𝐴𝑓

≤ 0,6 ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑞𝑢𝑎𝑙𝑞𝑢𝑒𝑟 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑙

𝑟𝑡

(26)

onde:

Lb = comprimento lateral livre do flange de compressão;

Lc = máximo comprimento lateral livre do flange de compressão;

Page 55: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

37

bf = largura do flange;

d = altura da seção transversal;

Af = área do flange de compressão;

Cb = coeficiente de flexão;

l = distância entre duas seções com torção ou deslocamento lateral do flange de

compressão restringido;

rt = raio de giração considerando o flange de compressão 1/3 da área de alma

comprimida;

Fy = tensão de escoamento do material, em ksi.

3.1.3.2 Peças de perfil I submetidas à flexão no eixo da menor inércia

Para membros com seção transversal compacta:

𝐹𝑏 = 0,75 ∙ 𝐹𝑦 (27)

Para membros com seção transversal não compacta:

𝐹𝑏 = 𝐹𝑦 ∙ [1,075 − 0,005 ∙ (𝑏𝑓

2 ∙ 𝑡𝑓) ∙ √𝐹𝑦]

(28)

3.1.3.3 Tensão Cisalhante Admissível

A máxima tensão cisalhante admissível Fv em membros submetidos a esforços

de cisalhamento de acordo com a norma americana AISC 9ª Ed. é determinada através

das expressões apresentadas abaixo.

𝐹𝑣 = 0,4 ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎 ℎ

𝑡𝑤≤

380

√𝐹𝑦

(29)

𝐹𝑣 =𝐹𝑦

2,89∙ 𝐶𝑣 ≤ 0,4 ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑡𝑤>

380

√𝐹𝑦

(30)

onde:

Cv = taxa de tensões de cisalhamento críticas;

h = distâncias entre flanges na seção transversal considerada;

Page 56: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

38

tw = espessura da alma da seção transversal considerada.

3.1.4 Peças Sujeitas à Flexotração e Flexocompressão

No dimensionamento de peças submetidas à flexocompressão (vigas-colunas), a

tensão de compressão atuante na seção do membro fa deve ser comparada à tensão de

compressão máxima admissível no caso da peça submetida somente a esforço de

compressão axial Fa, calculada de acordo com o item 3.1.1. Quando a razão fa/Fa for

superior a 0,15, a viga-coluna deve ser dimensionada de forma a satisfazer às seguintes

condições:

𝑓𝑎𝐹𝑎

+𝐶𝑚𝑥 ∙ 𝑓𝑏𝑥

(1 −𝑓𝑎

𝐹′𝑒𝑥) ∙ 𝐹𝑏𝑥

+𝐶𝑚𝑦 ∙ 𝑓𝑏𝑦

(1 −𝑓𝑎

𝐹′𝑒𝑦) ∙ 𝐹𝑏𝑦

≤ 1,0, 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑓𝑎𝐹𝑎

> 0,15

(31)

e

𝑓𝑎

0,6 ∙ 𝐹𝑦+

𝑓𝑏𝑥

𝐹𝑏𝑥+

𝑓𝑏𝑦

𝐹𝑏𝑦≤ 1,0, 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑓𝑎𝐹𝑎

> 0,15

(32)

Quando fa/Fa for menor ou igual a 0,15, a condição a ser satisfeita é a descrita

abaixo:

𝑓𝑎𝐹𝑎

+𝑓𝑏𝑥

𝐹𝑏𝑥+

𝑓𝑏𝑦

𝐹𝑏𝑦≤ 1,0, 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑓𝑎𝐹𝑎

≤ 0,15

(33)

onde:

Fa = tensão de compressão admissível;

Fb = tensão de flexão admissível;

fa = tensão de compressão solicitante;

fb = tensão de flexão solicitante;

F’e = tensão crítica de Euler reduzida por um fator de segurança igual a 23/12;

Cm = Coeficiente de flexão determinado de acordo com as condições de contorno do

membro e da estrutura.

Os índices x e y indicam os eixos principais centrais de inércia nos quais ocorre a

flexão.

Page 57: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

39

Quando a peça for submetida a esforço de tração combinado com flexão

(flexotração), o seu dimensionamento deve ser tal que todos os seus pontos ao longo de

seu comprimento satisfaçam a seguinte condição:

𝑓𝑡𝐹𝑡

+𝑓𝑏𝑥

𝐹𝑏𝑥+

𝑓𝑏𝑦

𝐹𝑏𝑦≤ 1,0

(34)

sendo Ft determinada de acordo com o item 3.1.2.

3.1.5 Flechas Máximas Permitidas

Segundo a norma americana AISC 9ª Ed., as deformações máximas permitidas

δmáx para uma viga com vão L submetida a carregamentos estáticos dependem das

condições de contorno da viga e da sua classificação como estrutura primária ou

secundária. Esses limites são apresentados a seguir:

Viga biapoiada de uma estrutura primária

𝛿𝑚á𝑥 =𝐿

360

(35)

Viga em balanço de uma estrutura primária

𝛿𝑚á𝑥 =2 ∙ 𝐿

360

(36)

Viga biapoiada de uma estrutura secundária

𝛿𝑚á𝑥 =𝐿

240

(37)

Viga em balanço de uma estrutura secundária

𝛿𝑚á𝑥 =2 ∙ 𝐿

240

(38)

Page 58: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

40

3.2 DIMENSIONAMENTO DE PERFIS CILÍNDRICOS – API RP 2A

3.2.1 Peças Comprimidas

A API RP 2A recomenda que o dimensionamento de membros cilíndricos

submetidos a esforços de compressão axial e cuja razão entre o seu diâmetro externo D

e sua espessura t é menor ou igual a 60 seja feito de acordo com a norma americana

AISC. O dimensionamento para esses elementos de acordo a AISC 9ª Ed. é apresentado

no item 3.1.1.

3.2.2 Peças Tracionadas

A máxima tensão admissível Ft para membros cilíndricos sujeitos a tração axial

deve ser equivalente a 60% da tensão de escoamento do material constituinte do

membro Fy.

𝐹𝑡 = 0,6 ∙ 𝐹𝑦 (39)

3.2.3 Peças Sujeitas à flexão simples

Em membros sujeitos à flexão simples, a máxima tensão de flexão admissível Fb

deve ser determinada de acordo com a relação D/t do membro:

𝐹𝑏 = 0,75 ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝐷

𝑡≤

10340

𝐹𝑦

(40)

𝐹𝑏 = [0,85 − 1,74 ∙𝐹𝑦 ∙ 𝐷

𝐸 ∙ 𝑡] ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

10340

𝐹𝑦<

𝐷

𝑡≤

20680

𝐹𝑦

(41)

𝐹𝑏 = [0,72 − 0,58 ∙𝐹𝑦 ∙ 𝐷

𝐸 ∙ 𝑡] ∙ 𝐹𝑦 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

20680

𝐹𝑦<

𝐷

𝑡≤ 300

(42)

onde:

D = diâmetro externo do membro cilíndrico;

t = espessura do membro cilíndrico;

Page 59: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

41

Fy = tensão de escoamento do material, em MPa.

3.2.4 Peças Sujeitas ao Cisalhamento

A tensão máxima admissível de cisalhamento Fv ou de cisalhamento torcional

Ftor para vigas submetidas a esforços de cisalhamento ou membros submetidos a

momento torsor, respectivamente, deve ser igual a 40% da tensão de escoamento do aço

Fy.

𝐹𝑣 = 𝐹𝑡𝑜𝑟 = 0,4 ∙ 𝐹𝑦 (43)

3.2.5 Peças Sujeitas e Flexotração e Flexocompressão

Peças cilíndricas estruturais submetidas a esforços de tração combinados com

momento fletor devem ser dimensionados de forma a satisfazer em todos os pontos ao

longo do seu comprimento a condição abaixo:

𝑓𝑡0,6 ∙ 𝐹𝑦

+√𝑓𝑏𝑥

2 + 𝑓𝑏𝑦2

𝐹𝑏≤ 1,0

(44)

onde:

fb = Tensão de flexão solicitante;

ft = Tensão de tração solicitante;

Fb = tensão de flexão admissível.

Os índices x e y indicam os eixos principais centrais de inércia nos quais ocorre a

flexão.

Em peças cilíndricas submetidas a esforços de compressão e de flexão, a tensão

axial devida ao esforço de compressão axial atuante no membro fa deve ser comparada a

tensão de compressão máxima admissível no caso do membro submetido apenas a

esforço de compressão axial Fa, calculada de acordo com o item 3.2.1. Quando a razão

fa/Fa for superior a 0,15, o membro deve ser dimensionado de forma a satisfazer às

seguintes condições:

Page 60: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

42

𝑓𝑎𝐹𝑎

+𝐶𝑚 ∙ √𝑓𝑏𝑥

2 + 𝑓𝑏𝑦2

(1 −𝑓𝑎𝐹′𝑒

) ∙ 𝐹𝑏

≤ 1,0 , 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑓𝑎𝐹𝑎

> 0,15

(45)

𝑓𝑎0,6 ∙ 𝐹𝑦

+√𝑓𝑏𝑥

2 + 𝑓𝑏𝑦2

𝐹𝑏 ≤ 1,0 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑓𝑎𝐹𝑎

> 0,15

(46)

onde:

Fa = tensão de compressão admissível;

Fb = tensão de flexão admissível;

fa = tensão de compressão solicitante;

fb = tensão de flexão solicitante;

F’e = tensão crítica de Euler reduzida por um fator de segurança igual a 12/23;

Cm = coeficiente de flexão determinado de acordo com as condições e contorno do

membro e da estrutura.

Quando a razão fa/Fa for inferior o igual a 0,15, o membro deve ser

dimensionado para satisfazer em todos os seus pontos ao longo do seu comprimento a

seguinte condição:

𝑓𝑎𝐹𝑎

+√𝑓𝑏𝑥

2 + 𝑓𝑏𝑦2

𝐹𝑏 ≤ 1,0 , 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑓𝑎𝐹𝑎

≤ 0,15

(47)

Page 61: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

43

4 APRESENTAÇÃO DO MÓDULO

A estrutura analisada no presente trabalho é um módulo de Processamento do

Óleo, localizado na planta de processo de uma plataforma tipo FPSO cujas operações

poderão ser realizadas a uma profundidade de aproximadamente 2100 metros, em

condições similares às da Bacia de Santos, em São Paulo, SP, Brasil.

O módulo é composto basicamente por uma estrutura principal onde são

posicionados os equipamentos necessários para o processamento do óleo, na elevação

37492 mm com relação à linha de fundo do navio, e por uma plataforma de acesso, com

pisos nas elevações 42150 mm, 43992 mm e 48357 mm, também em relação à linha de

fundo do navio.

Uma vista geral isométrica do módulo, com seus eixos de referência e elevações,

é apresentada na Figura 4.1 e a localização do módulo no convés da plataforma é

mostrada pela área em destaque na Figura 4.2.

Figura 4.1 – Vista geral do módulo

Page 62: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

44

Figura 4.2 – Localização do módulo no convés da plataforma

Nas Figuras 4.3 à 4.11, são mostradas plantas e seções da estrutura principal do

módulo e da plataforma de acesso, com as principais dimensões (em milímetros) e

perfis utilizados.

Os enrijecedores de chapas de piso não são apresentados nas plantas, mas serão

considerados no modelo estrutural do módulo para análise e verificação. Os perfis

utilizados para os enrijecedores é o WT205x19,4 (obtido do catálogo de perfis da

GERDAU AçoMinas) e eles são orientados na direção longitudinal do navio.

As dimensões e especificações dos materiais e perfis utilizados no módulo, bem

como as especificações das chapas de piso adotadas, serão apresentadas no item 4.1.

Page 63: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

45

Figura 4.3 – Planta da EL. 37492 da estrutura principal do módulo

Figura 4.4 – Planta da EL. 42150 da plataforma de acesso

Page 64: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

46

Figura 4.5 – Planta da EL. 43992 da plataforma de acesso

Figura 4.6 – Planta da EL. 48357 da plataforma de acesso

Page 65: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

47

Figura 4.7 – Seção S1

Figura 4.8 – Seção S2

Page 66: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

48

Figura 4.9 – Seção S3

Figura 4.10 – Seção S4

Page 67: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

49

Figura 4.11 – Seção S5

4.1 PERFIS E MATERIAIS UTILIZADOS

O material adotado em toda a estrutura do módulo é o aço, com os respectivos

parâmetros definidos:

Módulo de Elasticidade E = 20.000 kN/cm2;

Coeficiente de Poisson ν = 0,3;

Densidade ρ = 7,69 x 10-5

kN/cm3;

Tensão de Escoamento Mínima:

Fy = 345 MPa → Perfis laminados;

Fy = 355 MPa → Perfis soldados e chapas de piso.

De acordo com a DNV-OS-C201, são definidos, como estrutura primária, os

elementos essenciais para a integridade global do módulo, são eles as colunas de base e

as vigas da estrutura principal do módulo. Os elementos de menor importância

estrutural, cujo colapso provavelmente não afetaria a integridade do módulo, são

classificados como estrutura secundária. Os membros da plataforma de acesso e os

enrijecedores de piso estão dentro dessa classificação.

Page 68: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

50

Nas Tabelas 4.1 a 4.4, são apresentados os perfis e a especificação dos materiais

utilizados na estrutura primária e na estrutura secundária do módulo bem como as

especificações da chapa de piso adotada.

Os perfis laminados W, HP e WT foram obtidos da tabela de bitolas fornecida

pela GERDAU AçoMinas.

Estrutura primária

Na Figura 4.12, são identificados os parâmetros utilizados na Tabela 4.1.

Figura 4.12 – Notação utilizada para os perfis metálicos I, W e H

Tabela 4.1 – Dimensões dos perfis e especificação dos materiais utilizados na estrutura primária

Perfil Tipo Dimensões (mm) Especificação do

Material

Fy

(MPa) d bf tw tf a

I1500X976 Soldado 1500 850 22,4 55 16 ASTM A131 DH36 355

I1500X715 Soldado 1500 600 22,4 50 16 ASTM A131 DH36 355

I1500X473 Soldado 1500 600 18 37,5 12 ASTM A131 DH36 355

I1000X289 Soldado 1000 500 12,5 25 9 ASTM A131 DH36 355

I800X199 Soldado 800 320 12,5 25 9 ASTM A131 DH36 355

W610X174,0 Laminado 616 325 14 21,6 - ASTM A131 AH36 345

W610X113,0 Laminado 608 228 11,2 17,3 - ASTM A131 AH36 345

W250X44,8 Laminado 266 148 7,6 13 - ASTM A131 AH36 345

H500X348 Soldado 500 500 16 37,5 12 ASTM A131 DH36 355

H400X201 Soldado 400 400 16 25 12 ASTM A131 DH36 355

HP310X125 Laminado 312 312 17,4 17,4 - ASTM A131 AH36 345

Page 69: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

51

Estrutura secundária (Enrijecedores de Piso)

Na Figura 4.13, são identificados os parâmetros utilizados na Tabela 4.2.

Figura 4.13 - Notação utilizada para os perfis metálicos WT

Tabela 4.2 - Dimensões do perfil e especificação do material utilizado na estrutura secundária

Perfil Tipo Dimensões (mm) Especificação do

Material

Fy

(MPa) d bf tw tf a

WT205X19,4 Laminado 207,5 140 6,4 8,8 - ASTM A131 Gr.A 235

Bases do módulo

Na Figura 4.14, são identificados os parâmetros utilizados na Tabela 4.3.

Figura 4.14 - Notação utilizada para os perfis tubulares TB

Tabela 4.3 – Dimensões e especificações do material utilizado nas bases do módulo

Perfil Dimensões (mm) Especificação do

Material

Fy

(MPa) D t

TB1000X100 1000 100 ASTM A131 AH36 355

Page 70: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

52

Chapas de piso

Tabela 4.4 – Dimensões e especificações do material utilizado nas chapas de piso

Chapa Espessura

(mm)

Especificação do

Material

Fy

(MPa)

Chapa 8 mm 8 ASTM A131 AH36 355

Page 71: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

53

5 MODELO ESTRUTURAL

A modelagem computacional da estrutura do módulo foi realizada com o auxílio

do software SACS 5.6 V8i.

Foi elaborado um modelo tridimensional utilizando elementos unidirecionais

(barras) para representar os membros estruturais (vigas e colunas) e os enrijecedores de

chapas de piso, e elementos de placa para representar as chapas de piso de forma a

fornecer contraventamento lateral à estrutura.

Além disso, elementos fictícios, também modelados como elementos de barra,

foram incluídos para representar os equipamentos presentes no módulo. Esses

elementos apresentam elevada rigidez, em comparação com os outros membros, e peso

específico próximo de zero, de forma que seu peso não seja considerado nos

carregamentos de peso próprio da estrutura. Os elementos fictícios não possuem função

estrutural e não foram analisados nem verificados, eles são aplicados ao modelo apenas

para fornecer uma distribuição mais realista das reações das bases dos equipamentos na

estrutura do módulo.

Para efeito de simplificação e de acordo com a prática usual de projetos, os

elementos estruturais do módulo (vigas e colunas) bem como os enrijecedores de chapas

de piso foram modelados por suas linhas de centro.

O modelo estrutural foi elaborado de acordo com o sistema de coordenadas

globais descrito a seguir e representado na Figura 5.1.

Figura 5.1 – Sistema de coordenadas globais adotado

Eixo global X: alinhado com o eixo longitudinal do navio;

Eixo global Y: alinhado com o eixo transversal do navio;

Page 72: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

54

Eixo global Z: alinhado com o eixo vertical do navio.

O sistema de eixos locais dos membros é definido de acordo com o descrito a

seguir e exemplificado na Figura 5.2.

Figura 5.2 – Sistema de coordenadas locais

Eixo local X: eixo axial dos membros;

Eixo local Y: eixo de maior inércia dos membros;

Eixo local Z: eixo de menor inércia dos membros.

Na Figura 5.3 é apresentada uma vista geral do modelo estrutural elaborado no

SACS 5.6 V8i com o respectivo sistema de coordenadas globais.

Figura 5.3 – Vista geral do modelo estrutural

Page 73: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

55

5.1 GRUPOS DE PERFIS

Os perfis utilizados na estrutura do módulo foram separados por grupos e

identificados por cores para melhor visualização. A Tabela 5.1 apresenta a identificação

de cada grupo de perfil bem como suas respectivas cores utilizadas no modelo.

Tabela 5.1 – Identificação dos grupos de perfis e suas respectivas cores

Grupo Perfil Nome no

Modelo Cor

B01 I1500X976 150X976

B02 I1500X715 150X715

B03 I1500X473 150X473

B04 I1000X289 100X289

B05 I800X199 80X199

B06 W610X174,0 61X174

B07 W610X113,0 61X113

B08 W250X44,8 25X44.8

B09 H500X348 50X348

B10 H400X201 40X201

B11 HP310X125 31X125

B12 WT205X19,4 20X19.4

B13 TB1000X100 T100X10

O perfil WT205X19,4 (grupo B12), utilizado como enrijecedor das chapas de

piso, foi modelado com um flange superior que simula a largura colaborante das chapas

no perfil. Foi definida, de acordo com as recomendações da DNV-OS-C201, uma

largura colaborante média adotada para todos os enrijecedores.

A Figura 5.4 mostra uma listagem com as propriedades dos membros calculadas

automaticamente pelo programa e em relação aos seus eixos locais.

Page 74: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

56

Figura 5.4 – Propriedades dos membros

Na visão geral do módulo apresentada na Figura 5.3, é possível visualizar os

perfis utilizados de acordo a identificação por cores adotada, sendo os membros

representados pela cor preta referentes aos elementos fictícios criados para simular os

equipamentos. As Figuras 5.5 a 5.13 mostram, de forma mais detalhada, os perfis de

acordo com essa identificação, bem como as principais dimensões da estrutura do

módulo, em milímetros.

Figura 5.5 – Perfis adotados e dimensões principais da EL. 37492

Page 75: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

57

Figura 5.6 – Perfis adotados e dimensões principais da EL. 42150

Figura 5.7 - Perfis adotados e dimensões principais da EL. 43992

Page 76: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

58

Figura 5.8 - Perfis adotados e dimensões principais da EL. 48357

Figura 5.9 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S1

Page 77: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

59

Figura 5.10 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S2

Figura 5.11 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S3

Page 78: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

60

Figura 5.12 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S4

Figura 5.13 - Perfis adotados e dimensões principais – Seção S5

Page 79: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

61

5.2 GRUPOS DE PLACAS

As chapas de piso foram modeladas como elementos finitos de placa, somente

para efeito peso e de contenção lateral da estrutura, dando estabilidade e rigidez ao

módulo. A todas as chapas foi atribuído o grupo P01.

As Figuras 5.14 a 5.16 mostram as chapas de piso em todas as elevações do

módulo, com exceção da elevação 42150.

Figura 5.14 – Chapas de piso –EL. 37492

Page 80: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

62

Figura 5.15 – Chapas de piso - EL. 43992

Figura 5.16 – Chapas de piso – EL. 48357

Page 81: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

63

5.3 CONDIÇÕES DE CONTORNO

5.3.1 Apoios do Módulo

O módulo é apoiado no convés do navio em quatro pontos através de dois tipos

diferentes de conexões. Os apoios localizados na região mais a frente do navio (mais

próximos da proa) terão apenas as translações nas direções globais Y e em Z

restringidas. Já os apoios mais próximos da popa terão todas as translações restringidas

(direções globais X, Y e Z). A Figura 5.17 mostra um esquema simplificado desse

sistema de apoios.

Figura 5.17 – Sistema de apoios do módulo

As figuras 5.18 a 5.20 mostram, em cortes longitudinais e transversais, os dois

diferentes tipos de conexões nos pontos de apoio do módulo no convés do navio.

Figura 5.18 – Apoios no eixo transversal FR 209

Page 82: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

64

Figura 5.19 – Apoios no eixo transversal FR 184

Figura 5.20 – Apoios nos eixos longitudinais C e D

A Figura 5.21 mostra como o sistema de apoios do módulo foi aplicado ao

modelo estrutural, além de apresentar a nomenclatura dos nós de apoio. O texto superior

de cada nó, que vai de A1 a A4, representa o nome dos nós que são apoiados, já o texto

inferior representa a condição de contorno para cada nó. A condição de contorno é

definida com relação ao sistema de coordenadas globais do modelo e é descrita por seis

algarismos, que representam os seis graus de liberdade do nó (translações e rotações em

X, Y e Z) e podem assumir os valores zero (liberado) ou um (fixo).

Page 83: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

65

Figura 5.21 – Condição de contorno da estrutura e nomenclatura dos nós de apoio

5.3.2 Ligações entre Membros

Todas as ligações viga-viga e viga-pilar da estrutura podem ser consideradas, de

forma idealizada, como perfeitamente rígidas (engastadas), uma vez que são feitas

através de soldas em todo o contorno dos perfis das vigas, travando as rotações dos

membros em todas as direções. Quando não especificado, o SACS 5.6 V8i considera

que as ligações entre os membros são rígidas, portanto, nenhuma alteração precisa ser

feita no modelo com relação a essas ligações específicas.

Por sua vez, as ligações entre as diagonais de contraventamento e a estrutura da

plataforma de acesso são feitas através de chapas gusset, conforme mostrado nas

Figuras 4.7, 4.9 e 4.11 do item anterior. As chapas atuam como rótulas, liberando as

rotações com relação ao eixo de menor inércia nas extremidades das diagonais. A

liberação dessas rotações no modelo estrutural é mostrada nas Figuras 5.22 a 5.24. Os

seis graus de liberdade na extremidade de cada membro (translações e rotações em X, Y

e Z) são representados por seis algarismos, que podem ser tomados como um (liberado)

ou zero (restringido). Essa especificação é feita com relação ao sistema de coordenadas

locais dos membros.

Page 84: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

66

Figura 5.22 – Rótulas nas extreminades das diagonais – Seção S1

Figura 5.23 - Rótulas nas extreminades das diagonais – Seção S3

Page 85: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

67

Figura 5.24 - Rótulas nas extreminades das diagonais – Seção S5

5.3.3 Bases dos Equipamentos

Os membros fictícios modelados para simular os equipamentos apoiados na

estrutura do módulo devem ter as rotações em relação a todos os eixos locais liberadas

nas suas extremidades inferiores, uma vez que o apoio dos equipamentos no módulo é

feita através de bases metálicas aparafusadas na estrutura do módulo. Essas bases são

destinadas a transferir à estrutura apenas esforços de compressão e de corte.

A Figura 5.25 mostra a liberação das rotações nas bases dos equipamentos de

acordo com as mesmas premissas descritas no item 5.3.2.

Figura 5.25 – Rótulas nas bases dos equipamentos

Page 86: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

68

5.4 COMPRIMENTOS EFETIVOS DE FLAMBAGEM

Na determinação do índice de esbeltez λ e das tensões admissíveis dos membros,

o SACS 5.6 V8i considera o parâmetro de flambagem K sempre igual a um, ou seja,

considera como comprimento efetivo de flambagem o próprio comprimento do membro

no modelo. No entanto, em alguns casos, o comprimento efetivo de flambagem pode ser

maior que o comprimento real do membro no modelo, fazendo com que essa

consideração seja favorável à verificação do membro e, portanto, podendo gerar erros

grosseiros na análise do módulo. Para que isso não ocorra, é preciso definir o

comprimento efetivo de flambagem correto para esses membros em relação a cada eixo

de flambagem.

Os comprimentos efetivos de flambagem com relação ao eixo local Z dos

membros foram definidos como 0,1 metros para todas as vigas do modelo (com exceção

das vigas da elevação 42150). Como essas vigas são contidas lateralmente pelas chapas

de piso, considera-se que elas não sofrerão flambagem em relação ao eixo transversal às

chapas, ou seja, não vão sofrer flambagem em relação aos seus eixos de menor inércia.

As Figuras 5.26 a 5.28 mostram os valores de comprimentos efetivos de

flambagem Ly em relação ao eixo local Y adotados em alguns membros do modelo.

Para a definição desses valores considerou-se que as vigas se apoiam em vigas iguais,

em vigas maiores e nas colunas.

É importante ressaltar que, para membros em balanço, os comprimentos efetivos

de flambagem em relação ao eixo local Y foram multiplicados por dois, de forma a

considerar o parâmetro de flambagem K relativo à sua condição de contorno (ver item

2.2.6.2).

Page 87: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

69

Figura 5.26 – Comprimento efetivo de flambagem Ly – EL. 37492

Page 88: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

70

Figura 5.27 - Comprimento efetivo de flambagem Ly – EL. 43992

Figura 5.28 - Comprimento efetivo de flambagem Ly – EL. 48357

Page 89: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

71

6 CARREGAMENTOS BÁSICOS

Neste item são descritos os carregamentos básicos aplicados à estrutura do

módulo. A Tabela 6.1 mostra os carregamentos que serão considerados com suas

respectivas direções de aplicação. Com exceção das sobrecargas, dos deslocamentos

prescritos e da pressão do vento, todos os outros carregamentos são aplicados nas

direções dos eixos globais X, Y e Z com valores iguais e depois serão considerados para

cada direção os respectivos fatores de combinação de cargas, determinados de acordo

com as acelerações do navio.

Tabela 6.1 – Carregamentos básicos

Carregamento Direção Descrição

10 -Z

Peso próprio da estrutura 11 +X

12 +Y

20 -Z

Peso seco dos equipamentos 21 +X

22 +Y

30 -Z

Peso do fluido dos equipamentos em operação 31 +X

32 +Y

40 -Z

Peso seco da tubulação 41 +X

42 +Y

50 -Z

Peso do fluido da tubulação em operação 51 +X

52 +Y

60 -Z Sobrecarga – Rota de fuga

70 -Z Sobrecarga – Área entre equipamentos

80 -Z Sobrecarga - Plataforma

90 -Z

Carregamentos diversos 91 +X

92 +Y

100 +X

Pressão do vento 101 -X

102 +Y

103 -Y

110 - Deslocamentos prescritos (Condição SATIC)

111 - Deslocamentos prescritos (Condição DOC)

112 - Deslocamentos prescritos (Condição DEC)

113 - Deslocamentos prescritos (Condição TRANSIT)

Page 90: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

72

6.1 PESO PRÓPRIO DA ESTRUTURA

O peso próprio dos perfis e das chapas de piso é gerado automaticamente pelo

programa, com base nas seções e materiais especificados, nas direções globais +X, +Y e

–Z (Carregamentos 10, 11 e 12, respectivamente). O peso específico do aço considerado

é de 8,46 t/m3 (7,69 t/m

3 + 10%), onde a contingência de 10% é adotada para considerar

os pesos de soldagem e de pintura e as tolerâncias de fabricação dos elementos.

A Figura 6.1 mostra a aplicação do carregamento de peso próprio da estrutura

apenas na direção –Z (carregamento 10) para visualização. Os carregamentos 11 e 12

possuem aspecto semelhante, no entanto, são aplicados nas direções +X e +Y,

respectivamente.

Figura 6.1 – Carregamento 10 – Peso próprio da estrutura na direção –Z

Page 91: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

73

6.2 PESO DOS EQUIPAMENTOS

O peso seco dos equipamentos, bem como o peso do fluido dos equipamentos

em operação foi aplicado de forma distribuída nos elementos fictícios modelados, nas

direções globais +X, +Y e –Z (carregamentos 20, 21 e 22 para peso seco,

respectivamente, e carregamentos 30, 31 e 32 para peso dos fluidos, respectivamente).

A Tabela 6.2 mostra os equipamentos considerados e seus respectivos pesos. Foi

atribuída somente ao peso seco dos equipamentos uma contingência de 10% para

considerar as incertezas nas pesagens.

O peso do fluido dos equipamentos na condição de teste são ligeiramente

inferiores aos valores para a condição de operação dos equipamentos, portanto, de

forma conservadora, apenas a condição de operação foi considerada para o peso do

fluido nas análises.

Tabela 6.2 – Peso seco dos equipamentos e peso do fluido dos equipamentos em operação

Id. Equip. Descrição Peso seco s/

cont. (kN)

Peso seco c/

cont. (kN)

Peso do

fluido (kN)

1 TO-3001 Desidratador de óleo 01 710,29 781,319 2331,91

2 TO-3002 Desidratador de óleo 02 643,93 708,323 2331,94

3 Z-2002 Sistema fiscal de medição de fluxo de óleo cru 200,00 220,00 0,00

4 P-3001A Pré-aquecedor de óleo - 01A 83,92 92,312 12,6

5 P-3001B Pré-aquecedor de óleo - 01B 83,92 92,312 12,6

6 P-3002A Aquecedor de produção - 02A 80,15 88,165 10,59

7 P-3002B Aquecedor de produção - 02B 80,15 88,165 10,59

8 P-3003A Aquecedor de água de diluição - 03A 8,35 9,185 0,29

9 P-3003B Aquecedor de água de diluição - 03B 8,35 9,185 0,29

TOTAL 1899,06 2088.97 4710,81

Os carregamentos foram aplicados de acordo com o layout de equipamentos da

elevação 37492 mostrado na Figura 6.2.

Page 92: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

74

Figura 6.2 – Layout dos equipamentos

A Figura 6.3 mostra a aplicação do carregamento de peso seco dos equipamentos

apenas na direção –Z (carregamento 20) para visualização. Os carregamentos 21 e 22

possuem aspecto semelhante, no entanto, são aplicados nas direções +X e +Y,

respectivamente. Já a Figura 6.4 mostra o carregamento 30, referente ao peso do fluido

dos equipamentos em operação na direção –Z. Os carregamentos 31 e 32 possuem

aspecto semelhante, no entanto, são aplicados nas direções +X e +Y, respectivamente.

Page 93: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

75

Figura 6.3 – Carregamento 20 – Peso seco dos equipamentos na direção –Z

Figura 6.4 – Carregamento 30 – Peso do fluido dos equipamentos em operação na direção -Z

Page 94: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

76

6.3 PESO DA TUBULAÇÃO

O peso da tubulação do módulo inclui não só o peso da tubulação, como também

o peso dos suportes metálicos. O peso seco total é de 128 toneladas e foi adotada uma

contingência de 10%, de forma que a carga total aplicada ao modelo deva ser de 140,8

toneladas. O peso total do fluido da tubulação, quando o módulo está em operação, é de

25,6 toneladas. Os carregamentos foram uniformemente distribuídos em todas as

elevações do módulo e aplicados nas direções globais +X, +Y e –Z (carregamentos 40,

41 e 42 para peso seco, respectivamente, e carregamentos 50, 51 e 52 para peso dos

fluidos, respectivamente).

Na Figura 6.5, é mostrado o carregamento referente ao peso seco da tubulação

aplicado na direção –Z (carregamento 40). Os carregamentos 41 e 42 são aplicados de

forma semelhante, no entanto, nas direções +X e +Y, respectivamente. E na Figura 6.6 é

mostrado o carregamento 50, referente ao peso do fluido da tubulação na condição de

operação. Os carregamentos 51 e 52 são aplicados de forma semelhante nas direções +X

e +Y, respectivamente.

Figura 6.5- Carregamento 40 – Peso seco da tubulação na direção -Z

Page 95: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

77

Figura 6.6 – Carregamento 50 - Peso do fluido da tubulação em operação na direção -Z

6.4 SOBRECARGAS

Assume-se que os carregamentos referentes às sobrecargas não sofrerão efeito

das acelerações do módulo e, por isso, eles são aplicados apenas na direção –Z. Essa

simplificação é comum em práticas de projeto e é aceitável do ponto de vista estrutural,

uma vez que considerar a aceleração desses carregamentos seria uma condição muito

conservadora e pouco condizente com a realidade.

6.4.1 Rota de Fuga

Baseando-se na DNV-OS-C201, será aplicada uma sobrecarga de 4,0 kN/m2 na

área do módulo destinada à rota de fuga. Para a determinação dessa área, foi levado em

consideração o posicionamento dos equipamentos (Figura 6.2) e adotou-se na rota de

fuga uma largura de 1,20 metros. A área destinada à rota de fuga é destacada na Figura

6.7.

Page 96: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

78

Figura 6.7 – Rota de fuga

A Figura 6.8 mostra o carregamento de sobrecarga referente à rota de fuga

aplicado na direção –Z (carregamento 60).

Page 97: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

79

Figura 6.8 – Carregamento 60 – Sobrecarga – Rota de fuga

6.4.2 Área entre Equipamentos

A DNV-OS-C201 recomenda a aplicação de uma sobrecarga de 5,0 kN/m2 na

área entre equipamentos do módulo. Essa área é definida como toda área fora da rota de

fuga e fora das áreas correspondentes a 0,7 metros além do perímetro dos equipamentos.

Áreas com largura inferior a 0,6 metros também não são consideradas.

A Figura 6.9 mostra a área total considerada e a Figura 6.10 mostra a aplicação

da sobrecarga referente à área entre equipamentos na direção –Z (carregamento 70).

Page 98: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

80

Figura 6.9 – Área entre equipamentos

Figura 6.10 – Carregamento 70 – Sobrecarga – Área entre equipamentos

Page 99: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

81

6.4.3 Plataforma

A DNV-OS-C201 recomenda a aplicação de uma sobrecarga de 4,0 kN/m2 em

plataformas existentes no módulo. A área total da plataforma de acesso, considerando

suas três elevações, é de 109,8 m2.

A Figura 6.11 mostra o carregamento correspondente à sobrecarga aplicada na

plataforma de acesso do módulo, na direção –Z (carregamento 80).

Figura 6.11 – Carregamento 80 – Sobrecarga - Plataforma

6.5 CARREGAMENTOS DIVERSOS

Os carregamentos diversos contemplam itens que não foram considerados nos

carregamentos adotados anteriormente, como sistemas de segurança, elétrico, de

telecomunicação e instrumentação e serão aplicados nas direções globais –Z, +X e +Y

(carregamentos 90, 91 e 92, respectivamente). A carga total a ser aplicada é de 38,4

toneladas e deve ser uniformemente distribuída apenas na primeira elevação do módulo.

Page 100: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

82

Na Figura 6.12, é mostrada a aplicação dos carregamentos diversos na direção –

Z (carregamento 90). Os carregamentos 91 e 92 são aplicados de forma semelhante nas

direções +X e +Y, respectivamente.

Figura 6.12 – Carregamento 90 – Carregamentos diversos

6.6 CARREGAMENTOS AMBIENTAIS

6.6.1 Carga de Vento

O carregamento devido à ação do vento foi determinado de acordo com as

recomendações da DNV-RP-C205 e aplicado nas direções globais +X, -X, +Y e –Y

(carregamentos 100, 101, 102 e 103, respectivamente).

A velocidade do vento U(T,z) com uma duração T e a uma altura z acima do

nível do mar é dada pela seguinte expressão.

𝑈(𝑇, 𝑧) = 𝑈10 ∙ (1 + 0,137 ∙ 𝑙𝑛𝑧

𝐻− 0,047 ∙ 𝑙𝑛

𝑇

𝑇10) (48)

Page 101: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

83

onde:

U = velocidade do vento;

T = tempo de duração do vento considerado;

z = altura considerada a partir do nível do mar;

U10 = velocidade básica do vento de referência com duração de 10 minutos e a uma

altura de 10 metros acima do nível do mar;

H = altura de referência a partir do nível do mar = 10 metros;

T10 = tempo de duração do vento de referência = 10 minutos.

A pressão do vento q, por sua vez, é dada em função da velocidade do vento:

𝑞 =1

2∙ 𝜌𝑎 ∙ [𝑈(𝑇, 𝑧)]2 (49)

onde:

𝜌𝑎= densidade de massa do ar, a ser tomado como 1,226 kg/m3 para ar seco a 15

oC.

Foram adotados, para as velocidades básicas de referência, na região onde o

módulo poderá operar, com duração do vento T10 igual a 10 minutos e a uma altura de

referência de 10 metros acima do nível do mar, os valores apresentados na Tabela 6.3.

Tabela 6.3 – Velocidade básica do vento U10

Condição de

Carregamento

Período de Retorno

(Tr) U10 (m/s)

DOC 1 ano 20.44

DEC 100 anos 34.00

TRANSIT 10 anos 27.87

O tempo de duração do vento considerado é de T = 1 minuto. A altura z, acima

do nível do mar, usada na velocidade aplicada em todo o módulo foi calculada, de

forma conservadora, de acordo com a máxima elevação do módulo de 48.375 metros e

com o calado mínimo do navio, de 13,93 metros (Figura 6.13).

Page 102: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

84

Figura 6.13 – Determinação de z

Assim:

𝑧 = 48.375 − 13.930 ≅ 34.45 𝑚 (50)

Dessa forma, foram calculadas as velocidades e pressões do vento relativas a

cada condição de carregamento através das expressões (48) e (49). Os valores

encontrados são apresentados na Tabela 6.4.

Tabela 6.4 – Velocidade e pressão do vento para cada condição de carregamento

Condição de

Carregamento U1min,z (m/s) q (kN/m

2)

DOC 26.11 0.418

DEC 43.44 1.157

TRANSIT 35.61 0.777

A pressão do vento foi aplicada nas direções globais +X, -X, +Y e –Y com um

coeficiente de forma C igual a 1,0.

A área de obstrução foi determinada de forma conservadora, considerando uma

altura do nível do apoio até a última elevação do módulo e largura equivalente à

Page 103: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

85

distância máxima entre os apoios. Além disso, quando conveniente, foram aplicadas

cargas de vento nos elementos fictícios que simulam os equipamentos, considerando as

áreas de obstrução de acordo com as dimensões do equipamento no plano perpendicular

à ação do vento.

Foi aplicada ao modelo uma pressão de 1,0 kN/m2. Essa pressão foi corrigida

posteriormente através dos fatores de combinação, de forma a atingirem os valores

apresentados na Tabela 6.4 para cada condição de carregamento.

As Figuras 6.14 a 6.17 mostram a aplicação da carga devida à ação do vento no

modelo nas diferentes direções consideradas.

Figura 6.14 – Carregamento 100 – Pressão do vento (direção +X)

Page 104: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

86

Figura 6.15 - Carregamento 101 – Pressão do vento (direção -X)

Figura 6.16 - Carregamento 102 – Pressão do vento (direção +Y)

Page 105: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

87

Figura 6.17 - Carregamento 103 – Pressão do vento (direção -Y)

6.6.2 Deslocamentos Prescritos – Efeito Viga-Navio

Um navio submetido à passagem de ondas sofre deformações constantemente e

pode ser analisado como uma viga, chamada viga-navio. A hipótese mais conservadora

considera que o comprimento da onda é equivalente ao comprimento longitudinal do

navio, ou seja, nas duas situações críticas em que o centro do navio está no cavado da

onda (parte mais baixa da onda) ou na crista de onda (parte mais alta da onda), a viga-

navio pode ser considerada como biapoiada ou com um único apoio central, gerando

movimentos no navio chamados de sagging e hogging, respectivamente (ver Figura

6.18).

Page 106: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

88

Figura 6.18 – Movimentos da viga-navio – Sagging (1) e Hogging (2) (DIAS, 2012)

As deformações sofridas pelo navio nas duas situações impõem deslocamentos

ao longo do comprimento do navio e, consequentemente, nos apoios do módulo. Foram

obtidos, para o módulo em estudo, os deslocamentos verticais (aplicados ao eixo global

Z) críticos mostrados na Tabela 6.5, para a situação de hogging. Para a situação de

sagging, os deslocamentos verticais apresentados na tabela são considerados na direção

oposta quando aplicados às combinações de carregamento relativas a essa situação.

Tabela 6.5 – Deslocamentos verticais prescritos – Hogging - Unidade: cm

Condição STATIC Condição DOC Condição DEC Condição TRANSIT

FR 184 FR 209 FR 184 FR 209 FR 184 FR 209 FR 184 FR 209

Eixo C 2.4 0.4 4.8 0.5 5.2 0.3 3 0.0

Eixo D 1.5 0.0 3.9 0.0 4.4 0.0 4.7 2

As Figuras 6.19 a 6.22 mostram a aplicação desses deslocamentos prescritos aos

apoios do módulo no modelo estrutural para as condições de carregamento STATIC,

DOC, DEC e TRANSIT (carregamentos 110, 111, 112 e 113, respectivamente).

Page 107: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

89

Figura 6.19 – Carregamento 110 – Deslocamentos prescritos (Condição STATIC)

Figura 6.20 - Carregamento 111 – Deslocamentos prescritos (Condição DOC)

Page 108: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

90

Figura 6.21 - Carregamento 112 – Deslocamentos prescritos (Condição DEC)

Figura 6.22- Carregamento 113 – Deslocamentos prescritos (Condição TRANSIT)

Page 109: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

91

6.6.3 Forças de Inércia - Acelerações

Uma embarcação possui seis graus de liberdade, que representam seis possíveis

movimentos que pode sofrer quando sujeita a ação das ondas no local de operação. A

Figura 6.23 mostra esses possíveis movimentos do navio e o nome dado a cada um

deles.

Figura 6.23 – Movimentos possíveis de embarcações

Em um FPSO, os movimentos relevantes para a análise estrutural são os

movimentos de roll (rotação em torno do eixo longitudinal X), pitch (rotação em torno

do eixo transversal Y), e heave (translação no eixo vertical Z). Os outros três

movimentos, apesar de ocorrerem, não são relevantes para as análises, uma vez que o

sistema de ancoragem da plataforma restringe grande parte desses movimentos.

Esses movimentos (roll, pitch e heave) aceleram verticalmente e

horizontalmente as massas de todos os módulos da plataforma, gerando forças de

inércia. As acelerações críticas em cada módulo são determinadas para cada condição

de carregamento e para cada direção de incidência de onda, a partir de uma análise

hidrodinâmica do navio. As possíveis direções de incidência de onda consideradas nas

análises, em relação à plataforma, são mostradas na Figura 6.24.

Page 110: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

92

Figura 6.24 – Tipos de incidências de onda

Em teoria, as acelerações são diferentes para cada ponto do módulo, no entanto,

como prática usual, considera-se a aceleração no centro de rotação do módulo para

todos os seus pontos. Os valores dessas acelerações críticas são mostrados na Tabela 6.6

como função da aceleração da gravidade (g) e foram utilizados como fatores de

combinação de carregamentos para simular as forças inerciais resultantes no módulo. As

acelerações na direção do eixo global Z já incluem o efeito da gravidade.

Tabela 6.6 – Acelerações para as condições DOC, DEC e TRANSIT

Condição de

Carregamento

Direção

da Onda ax · g (m/s

2) ay · g (m/s

2) az · g (m/s

2)

DOC

Head Sea +/-0.09 +/-0.09 -1.14

Quartering Sea +/- 0.07 +/- 0.12 -1.14

Beam Sea +/- 0.01 +/- 0.13 -1.14

DEC

Head Sea +/- 0.15 +/- 0.13 -1.23

Quartering Sea +/- 0.12 +/- 0.29 -1.23

Beam Sea +/- 0.04 +/- 0.29 -1.23

TRANSIT

Head Sea +/- 0.11 +/- 0.09 -1.26

Quartering Sea 0.00 +/- 0.26 -1.26

Beam Sea 0.00 +/- 0.26 -1.26

Na condição de DAMAGE, além dos efeitos dos movimentos do navio

determinados em condições normais de operação (DOC), são consideradas ainda

inclinações longitudinais e transversais do casco do navio devido a uma condição

acidental, chamadas de trim e heel, respectivamente. A condição de avaria considerada

Page 111: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

93

assume um ângulo de trim máximo αt de 0,053 graus e um ângulo de heel máximo αh de

7,708 graus. As acelerações para essa condição são determinadas, portanto, da seguinte

forma:

𝑎𝑥,𝐷𝐴𝑀 = 𝑎𝑥,𝐷𝑂𝐶 ∙ cos(𝛼𝑡) + 𝑎𝑧,𝐷𝑂𝐶 ∙ sin (𝛼𝑡) (51)

𝑎𝑦,𝐷𝐴𝑀 = 𝑎𝑦,𝐷𝑂𝐶 ∙ cos(𝛼ℎ) + 𝑎𝑧,𝐷𝑂𝐶 ∙ sin (𝛼ℎ) (52)

𝑎𝑧,𝐷𝐴𝑀 = 𝑎𝑧,𝐷𝑂𝐶 ∙ cos (𝛼ℎ) ∙ cos(𝛼𝑡) (53)

onde:

ax,DAM = aceleração na direção global X na condição de DAMAGE;

ay,DAM = aceleração na direção global Y na condição de DAMAGE;

az,DAM = aceleração na direção global Z na condição de DAMAGE;

ax,DOC = aceleração na direção global X na condição de DOC;

ay,DOC = aceleração na direção global Y na condição de DOC;

az,DOC = aceleração na direção global Z na condição de DOC;

αh = ângulo de heel máximo;

αt = ângulo de trim máximo.

As acelerações resultantes obtidas para a condição de DAMAGE são

apresentadas na Tabela 6.7.

Tabela 6.7 – Acelerações para a condição de DAMAGE

Condição de

Carregamento

Direção

da Onda ax · g (m/s

2) ay · g (m/s

2) az · g (m/s

2)

DAMAGE

Head Sea +/- 0.09 +/- 0.23 +/- 1.13

Quartering Sea +/- 0.07 +/- 0.27 +/- 1.13

Beam Sea +/- 0.01 +/- 0.28 +/- 1.13

6.7 RESUMO DOS CARREGAMENTOS BÁSICOS

A Tabela 6.8 mostra um relatório gerado automaticamente pelo SACS 5.6 V8i

com um resumo da carga total aplicada em cada carregamento básico considerado.

Page 112: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

94

Através da tabela, é possível conferir o valor total aplicado e a direção de aplicação de

cada carregamento.

Tabela 6.8 – Resumo dos carregamentos básicos aplicados

APPLIED LOAD SUMMARY

LOAD CASE TOTAL FORCE(X) TOTAL FORCE(Y) TOTAL FORCE(Z)

NO. ID KN KN KN

1 10 0.000000E+00 0.000000E+00 -3.100128E+03

2 11 3.100128E+03 0.000000E+00 0.000000E+00

3 12 0.000000E+00 3.100128E+03 0.000000E+00

4 20 0.000000E+00 0.000000E+00 -2.088859E+03

5 21 2.088859E+03 0.000000E+00 0.000000E+00

6 22 0.000000E+00 2.088859E+03 0.000000E+00

7 30 0.000000E+00 0.000000E+00 -4.710479E+03

8 31 4.710479E+03 0.000000E+00 0.000000E+00

9 32 0.000000E+00 4.710479E+03 0.000000E+00

10 40 0.000000E+00 0.000000E+00 -1.408821E+03

11 41 1.408819E+03 0.000000E+00 0.000000E+00

12 42 0.000000E+00 1.408819E+03 0.000000E+00

13 50 0.000000E+00 0.000000E+00 -2.564162E+02

14 51 2.564199E+02 0.000000E+00 0.000000E+00

15 52 0.000000E+00 2.564199E+02 0.000000E+00

16 60 0.000000E+00 0.000000E+00 -4.312368E+02

17 70 0.000000E+00 0.000000E+00 -1.003522E+03

18 80 0.000000E+00 0.000000E+00 -4.392131E+02

19 90 0.000000E+00 0.000000E+00 -3.845937E+02

20 91 3.845934E+02 0.000000E+00 0.000000E+00

21 92 0.000000E+00 3.845934E+02 0.000000E+00

22 100 2.557508E+02 0.000000E+00 0.000000E+00

23 101 -2.743479E+02 0.000000E+00 0.000000E+00

24 102 0.000000E+00 2.739553E+02 0.000000E+00

25 103 0.000000E+00 -2.691091E+02 0.000000E+00

26 110 0.000000E+00 0.000000E+00 0.000000E+00

27 111 0.000000E+00 0.000000E+00 0.000000E+00

28 112 0.000000E+00 0.000000E+00 0.000000E+00

29 113 0.000000E+00 0.000000E+00 0.000000E+00

Page 113: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

95

7 COMBINAÇÕES DE CARREGAMENTO

Os carregamentos básicos são considerados como forças de inércia devidas à

ação da gravidade (g = 9,81 m/s2) nas direções globais –Z, +X e +Y. Esses

carregamentos devem ser combinados considerando as acelerações descritas no item

6.6.3, em função da gravidade, como fatores multiplicadores para cada condição de

carregamento.

As Tabelas 7.1 a 7.9 mostram as combinações consideradas para cada condição

de carregamento nas situações de sagging e hogging. Os fatores de combinação para os

carregamentos de vento, para os casos de incidência de onda a 45o, 135

o, 225

o e 315

o,

devem ser multiplicados por 0,707 (=1/√2), de forma a terem suas componentes nas

direções correspondentes.

Tabela 7.1 – Combinações de carregamentos – Condição STATIC

CARREG.

BÁSICO

STATIC

INSTALAÇÃO OPERAÇÃO STATIC

(HOGGING)

STATIC

(SAGGING)

1000 1100 1200 1300

10 1.000 1.000 1.000 1.000

20 1.000 1.000 1.000 1.000

30 - 1.000 1.000 1.000

40 1.000 1.000 1.000 1.000

50 - 1.000 1.000 1.000

60 - 1.000 1.000 1.000

70 - 1.000 1.000 1.000

80 - 1.000 1.000 1.000

90 1.000 1.000 1.000 1.000

110 - - 1.000 -1.000

Page 114: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

96

Tabela 7.2 - Combinações de carregamentos – Condição DOC (HOGGING)

CARREG.

BÁSICO

DOC (HOGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

2000 2001 2045 2090 2091 2135 2180 2181 2225 2270 2271 2315

10 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

11 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

12 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

20 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

21 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

22 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

30 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

31 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

32 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

40 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

41 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

42 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

50 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

51 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

52 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

60 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

70 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

80 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

90 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

91 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

92 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

100 0.418 0.418 0.296 - - - - - - - - 0.296

101 - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - -

102 - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - - - - -

103 - - - - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296

110 - - - - - - - - - - - -

111 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

112 - - - - - - - - - - - -

113 - - - - - - - - - - - -

Page 115: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

97

Tabela 7.3 - Combinações de carregamentos – Condição DOC (SAGGING)

CARREG.

BÁSICO

DOC (SAGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

3000 3001 3045 3090 3091 3135 3180 3181 3225 3270 3271 3315

10 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

11 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

12 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

20 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

21 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

22 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

30 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

31 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

32 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

40 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

41 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

42 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

50 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

51 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

52 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

60 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

70 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

80 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

90 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140 1.140

91 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

92 0.090 -0.090 0.120 0.130 0.130 0.120 -0.090 0.090 -0.120 -0.130 -0.130 -0.120

100 0.418 0.418 0.296 - - - - - - - - 0.296

101 - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - -

102 - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - - - - -

103 - - - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296

110 - - - - - - - - - - - -

111 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000

112 - - - - - - - - - - - -

113 - - - - - - - - - - - -

Page 116: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

98

Tabela 7.4 - Combinações de carregamentos – Condição DEC (HOGGING)

CARREG.

BÁSICO

DEC (HOGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

4000 4001 4045 4090 4091 4135 4180 4181 4225 4270 4271 4315

10 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

11 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

12 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

20 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

21 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

22 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

30 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

31 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

32 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

40 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

41 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

42 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

50 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

51 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

52 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

60 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

70 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

80 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

90 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

91 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

92 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

100 1.157 1.157 0.818 - - - - - - - - 0.818

101 - - - - - 0.818 1.157 1.157 0.818 - - -

102 - - 0.818 1.157 1.157 0.818 - - - - - -

103 - - - - - - - - 0.818 1.157 1.157 0.818

110 - - - - - - - - - - - -

111 - - - - - - - - - - - -

112 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

113 - - - - - - - - - - - -

Page 117: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

99

Tabela 7.5 - Combinações de carregamentos – Condição DEC (SAGGING)

CARREG.

BÁSICO

DEC (SAGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

5000 5001 5045 5090 5091 5135 5180 5181 5225 5270 5271 5315

10 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

11 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

12 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

20 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

21 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

22 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

30 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

31 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

32 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

40 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

41 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

42 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

50 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

51 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

52 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

60 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

70 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

80 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

90 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230 1.230

91 0.150 0.150 0.120 0.040 -0.040 -0.120 -0.150 -0.150 -0.120 -0.040 0.040 0.120

92 0.130 -0.130 0.290 0.290 0.290 0.290 -0.130 0.130 -0.290 -0.290 -0.290 -0.290

100 1.157 1.157 0.818 - - - - - - - - 0.818

101 - - - - - 0.818 1.157 1.157 0.818 - - -

102 - - 0.818 1.157 1.157 0.818 - - - - - -

103 - - - - - - - - 0.818 1.157 1.157 0.818

110 - - - - - - - - - - - -

111 - - - - - - - - - - - -

112 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000

113 - - - - - - - - - - - -

Page 118: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

100

Tabela 7.6 - Combinações de carregamentos – Condição DAMAGE (HOGGING)

CARREG.

BÁSICO

DAMAGE (HOGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

6000 6001 6045 6090 6091 6135 6180 6181 6225 6270 6271 6315

10 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

11 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

12 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

20 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

21 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

22 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

30 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

31 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

32 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

40 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

41 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

42 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

50 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

51 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

52 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

60 - - - - - - - - - - - -

70 - - - - - - - - - - - -

80 - - - - - - - - - - - -

90 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

91 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

92 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

100 0.418 0.418 0.296 - - - - - - - - 0.296

101 - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - -

102 - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - - - - -

103 - - - - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296

110 - - - - - - - - - - - -

111 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

112 - - - - - - - - - - - -

113 - - - - - - - - - - - -

Page 119: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

101

Tabela 7.7 - Combinações de carregamentos – Condição DAMAGE (SAGGING)

CARREG.

BÁSICO

DAMAGE (SAGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

7000 7001 7045 7090 7091 7135 7180 7181 7225 7270 7271 7315

10 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

11 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

12 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

20 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

21 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

22 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

30 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

31 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

32 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

40 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

41 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

42 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

50 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

51 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

52 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

60 - - - - - - - - - - - -

70 - - - - - - - - - - - -

80 - - - - - - - - - - - -

90 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130 1.130

91 0.090 0.090 0.070 0.010 -0.010 -0.070 -0.090 -0.090 -0.070 -0.010 0.010 0.070

92 0.230 -0.230 0.270 0.280 0.280 0.270 -0.230 0.230 -0.270 -0.280 -0.280 -0.270

100 0.418 0.418 0.296 - - - - - - - - 0.296

101 - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - -

102 - - 0.296 0.418 0.418 0.296 - - - - - -

103 - - - - - - - - 0.296 0.418 0.418 0.296

110 - - - - - - - - - - - -

111 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000

112 - - - - - - - - - - - -

113 - - - - - - - - - - - -

Page 120: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

102

Tabela 7.8 - Combinações de carregamentos – Condição TRANSIT (HOGGING)

CARREG.

BÁSICO

TRANSIT (HOGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

8000 8001 8045 8090 8091 8135 8180 8181 8225 8270 8271 8315

10 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

11 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

12 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

20 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

21 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

22 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

30 - - - - - - - - - - - -

31 - - - - - - - - - - - -

32 - - - - - - - - - - - -

40 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

41 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

42 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

50 - - - - - - - - - - - -

51 - - - - - - - - - - - -

52 - - - - - - - - - - - -

60 - - - - - - - - - - - -

70 - - - - - - - - - - - -

80 - - - - - - - - - - - -

90 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

91 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

92 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

100 0.777 0.777 0.549 - - - - - - - - 0.549

101 - - - - - 0.549 0.777 0.777 0.549 - - -

102 - - 0.549 0.777 0.777 0.549 - - - - - -

103 - - - - - - - - 0.549 0.777 0.777 0.549

110 - - - - - - - - - - - -

111 - - - - - - - - - - - -

112 - - - - - - - - - - - -

113 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000

Page 121: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

103

Tabela 7.9 - Combinações de carregamentos – Condição TRANSIT (SAGGING)

CARREG.

BÁSICO

DAMAGE (SAGGING)

H

HEAD

SEA

(+X+Y)

H

HEAD

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(+X+Y)

B

BEAM

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X+Y)

H

HEAD

SEA

(-X-Y)

H

HEAD

SEA

(-X+Y)

Q

QUART.

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(-X-Y)

B

BEAM

SEA

(+X-Y)

Q

QUART.

SEA

(+X-Y)

9000 9001 9045 9090 9091 9135 9180 9181 9225 9270 9271 9315

10 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

11 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

12 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

20 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

21 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

22 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

30 - - - - - - - - - - - -

31 - - - - - - - - - - - -

32 - - - - - - - - - - - -

40 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

41 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

42 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

50 - - - - - - - - - - - -

51 - - - - - - - - - - - -

52 - - - - - - - - - - - -

60 - - - - - - - - - - - -

70 - - - - - - - - - - - -

80

90 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260 1.260

91 0.110 0.110 0.000 0.000 0.000 0.000 -0.110 -0.110 0.000 0.000 0.000 0.000

92 0.090 -0.090 0.260 0.260 0.260 0.260 -0.090 0.090 -0.260 -0.260 -0.260 -0.260

100 0.777 0.777 0.549 - - - - - - - - 0.549

101 - - - - - 0.549 0.777 0.777 0.549 - - -

102 - - 0.549 0.777 0.777 0.549 - - - - - -

103 - - - - - - - - 0.549 0.777 0.777 0.549

110 - - - - - - - - - - - -

111 - - - - - - - - - - - -

112 - - - - - - - - - - - -

113 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000 -1.000

Page 122: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

104

Page 123: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

105

8 RESULTADOS DA ANÁLISE

8.1 DEFORMAÇÕES – VERIFICAÇÃO DA FLECHA MÁXIMA

Nesse item, serão apresentadas as verificações das deformações verticais

máximas obtidas nas vigas do módulo, nas condições de carregamento STATIC e DOC.

As deformações máximas permitidas para a estrutura em cada caso estão definidas no

item 3.1.5 de acordo com a norma americana AISC 9ª Ed.

8.1.1 Vigas Primárias em Balanço

A maior deformação vertical para as estruturas em balanço da estrutura primária

ocorre no nó 0034 na combinação 3000. A Figura 8.1 mostra a estrutura da elevação

37492 deformada nessa combinação com o nó em destaque.

Figura 8.1 – Estrutura deformada – Comb. 3000 – Nó 0034 em destaque

Verificação:

𝛿0034 = −9,1 𝑐𝑚 𝛿0026 = −8,7 𝑐𝑚

Page 124: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

106

𝛿𝑟𝑒𝑙 = 9,1 − 8,7 = 0,4 𝑐𝑚 (54)

𝛿𝑚á𝑥 =

2 ∙ 𝐿

360=

2 ∙ 282

360= 1,57 𝑐𝑚 → 𝛿𝑟𝑒𝑙 < 𝛿𝑚á𝑥 → 𝑂𝐾!

(55)

8.1.2 Vigas Primárias Biapoiadas

A maior deformação vertical para as vigas biapoiadas da estrutura primária

ocorre no nó 0026 também na combinação 3000. A Figura 8.2 mostra a estrutura da

elevação 37492 deformada nessa combinação com o nó em destaque.

Figura 8.2 – Estrutura deformada – Combinação 3000 – Nó 0026 em destaque

Verificação:

𝛿0024 = −4,8 𝑐𝑚 𝛿0026 = −8,7 𝑐𝑚 𝛿0029 = −0,5 𝑐𝑚

𝛿𝑟𝑒𝑙 = 8,7 − (4,8 + 0,5)/2 = 6,1 𝑐𝑚 (56)

𝛿𝑚á𝑥 =

𝐿

360=

2250

360= 6,3 𝑐𝑚 → 𝛿𝑟𝑒𝑙 < 𝛿𝑚á𝑥 → 𝑂𝐾! (57)

Page 125: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

107

8.1.3 Vigas Secundárias em Balanço

A maior deformação vertical para as estruturas em balanço da estrutura

secundária ocorre no nó 0107 na combinação 3000. A Figura 8.5 mostra a estrutura da

elevação 48375 deformada nessa combinação com o nó em destaque.

Figura 8.3 – Estrutura deformada – Comb. 3000 – Nó 0107 em destaque

Verificação:

𝛿0107 = −8,7 𝑐𝑚 𝛿0101 = −7,7 𝑐𝑚

𝛿𝑟𝑒𝑙 = 8,7 − 7,7 = 1,0 𝑐𝑚 (58)

𝛿𝑚á𝑥 =2 ∙ 𝐿

240=

2 ∙ 163

360= 1,36 𝑐𝑚 → 𝛿𝑟𝑒𝑙 < 𝛿𝑚á𝑥 → 𝑂𝐾! (59)

Page 126: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

108

8.1.4 Vigas Secundárias Biapoiadas

A maior deformação vertical para as vigas biapoiadas da estrutura secundária

ocorre no nó 0101 também na combinação 3001. A Figura 8.6 mostra a estrutura da

elevação 48375 deformada nessa combinação com o nó em destaque.

Figura 8.4 – Estrutura deformada – Combinação 3001 – Nó 0101 em destaque

Verificação:

𝛿0092 = −7,0 𝑐𝑚 𝛿0101 = −7,7 𝑐𝑚 𝛿0093 = −7,5 𝑐𝑚

𝛿𝑟𝑒𝑙 = 7,7 − (7,0 + 7,5)/2 = 0,5 𝑐𝑚 (60)

𝛿𝑚á𝑥 =𝐿

240=

1240

240= 5,1 𝑐𝑚 → 𝛿𝑟𝑒𝑙 < 𝛿𝑚á𝑥 → 𝑂𝐾! (61)

Page 127: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

109

8.2 VERIFICAÇÃO DE TENSÕES NOS MEMBROS

A verificação das tensões solicitantes nos membros é feita de acordo com o

descrito nos itens 3.1 e 3.2 para perfis não cilíndricos e cilíndricos, respectivamente.

Às tensões máximas admissíveis são aplicados fatores modificadores, ou

AMOD’s, calculados com base nos fatores de utilização básicos definidos pela DNV-

OS-C201 para cada condição de carregamento. Os fatores modificadores de tensão

admissível aplicados para todas as condições de carregamento abordadas no trabalho

são apresentados na Tabela 8.1.

Tabela 8.1 – Fatores modificadores de tensão admissível

Condição de

Carregamento AMOD

STATIC 1.00

DOC 1.00

DEC 1.33

DAMAGE 1.33

TRANSIT 1.00

O SACS 5.6 V8i apresenta os resultados da verificação de tensões em forma de

unit checks (UC’s), que representam a razão entre a tensão máxima atuante no membro

e a sua tensão máxima admissível. Portanto, membros com unit check superior a 1,0

estão fora dos critérios de aceitação do ponto de vista da segurança estrutural do módulo

e devem ser redimensionados.

A Figura 8.5 mostra uma visão geral de todos os membros do módulo

classificados por seus respectivos unit checks de acordo com as cores em que são

apresentados. Os membros representados pela cor preta são os membros que não foram

verificados nas análises (membros fictícios).

Page 128: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

110

Figura 8.5 – Unit Checks – Visão geral

Na Figura 8.5, os membros representados pela cor cinza tiveram unit check

inferior a 0,4. Os membros na cor azul tiveram unit check entre 0,4 e 0,7. Os membros

em verde tiveram unit check entre 0,7 e 0,9. Os membros representados pela cor

amarela tiveram unit check entre 0,9 e 1,0. E, por fim, os membros em vermelho seriam

os membros com unit check superior a 1,0.

É possível observar que não há membros na cor vermelha representados na

Figura 8.5, o que significa que nenhum dos membros do modelo apresenta falha por

tensão atuante acima da tensão admissível.

A Figura 8.6 apresenta uma listagem gerada pelo programa com os membros

com unit check superior a 0,7, suas respectivas tensões atuantes e a combinação de

carregamentos em que elas ocorrem. É importante frisar que os eixos que aparecem na

listagem em relação a cada tensão atuante são os eixos locais dos membros.

Page 129: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

111

Figura 8.6 – Listagem dos membros com unit check superior a 0,7

Os maiores unit checks calculados, 0,952 (membro 0024-0025) e 0,949 (membro

A1-0024), referem-se a um membro não cilíndrico e a um membro cilíndrico,

respectivamente. A localização e a verificação de tensão desses membros serão

observadas com mais detalhe nos itens 8.2.1 e 8.2.2. Também será apresentada uma

verificação dos valores encontrados para os unit checks. Note que o membro não

cilíndrico é verificado de acordo com a AISC 9ª Ed. e o membro cilíndrico de acordo

com a API RP 2A.

8.2.1 Membro Não Cilíndrico com Máximo UC

A Figura 8.7 mostra a localização do membro 0024-0025 na elevação 37492 do

módulo e a Figura 8.8 mostra com detalhes a verificação de tensões do membro, com os

valores utilizados na obtenção do seu máximo unit check.

Page 130: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

112

Figura 8.7 – EL. 37492 - Localização do membro não cilíndrico com máximo UC

Figura 8.8 – Detalhe da verificação do membro 0024-0025

Na Figura 8.8, é possível observar os valores das tensões atuantes (coluna

Actual) e das tensões máximas admissíveis (coluna Allowable) de tração Ft, de flexão no

eixo de maior inércia Fby, de flexão no eixo de menor inércia Fbz, de cisalhamento no

Page 131: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

113

eixo de maior inércia Fvy e de cisalhamento no eixo de menor inércia Fvz. É apresentada

também a tensão crítica de flambagem de Euler, chama no programa de Euler.

Nota-se que a tensão axial mais significativa no membro é a de tração, por isso,

a verificação da tensão axial é feita através da tensão de tração máxima admissível Ft.

A coluna Ratio representa a razão entre a tensão atuante e a máxima tensão

admissível para cada tipo de solicitação.

A seguir, será apresentada a verificação do máximo unit check encontrado para o

membro, a partir do cálculo das tensões máximas admissíveis, de acordo com a norma

americana AISC 9ª Ed.

Tração axial

A tensão máxima admissível de tração foi calculada de acordo com a equação

(19).

𝐹𝑡 = 0,6 𝐹𝑦 = 0,6 ∙ 355 = 213 𝑁 𝑚𝑚2⁄ → 𝑂𝐾! (62)

Flexão no eixo de maior inércia Y

O valor limite para o comprimento lateral livre do flange de compressão Lc foi

determinado de acordo com a equação (20). As propriedades da seção do membro

podem ser observadas no item 4.1.

𝐿𝑐 = 𝑚í𝑛 [76 ∙ 𝑏𝑓

√𝐹𝑦

,20.000

(𝑑𝐴𝑓

) ∙ 𝐹𝑦

] = 𝑚í𝑛 [76 ∙ 85

√35,5 ,

20.000

(150

467,5) ∙ 35,5

] = 𝑚í𝑛 [1084,1756] (63)

𝐿𝑐 = 10,8 𝑚

O comprimento lateral do flange de compressão Lb pode ser tomado como o

próprio comprimento do membro de 4,5 metros. Sabendo-se que o membro possui

Page 132: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

114

seção compacta de acordo com a tabela do ANEXO I e que Lb < Lc, pode-se calcular a

tensão máxima admissível de flexão Fby através da equação (21).

𝐹𝑏𝑦 = 0,66 ∙ 𝐹𝑦 = 0,66 ∙ 355 = 234,3 𝑁 𝑚𝑚2⁄ → 𝑂𝐾! (64)

Flexão no eixo de menor inércia Z

Para membros de seção transversal compacta, a tensão máxima admissível de

flexão Fbz pode ser determinada a partir da equação (27).

𝐹𝑏𝑧 = 0,75 ∙ 𝐹𝑦 = 0,75 ∙ 355 = 266,25 𝑁 𝑚𝑚2⁄ → 𝑂𝐾! (65)

Determinação do UC

A determinação do máximo unit check deve ser feita pela equação (33).

𝑈𝐶 =𝑓𝑎𝐹𝑡

+𝑓𝑏𝑦

𝐹𝑏𝑥+

𝑓𝑏𝑧

𝐹𝑏𝑦=

22,32

213+

185,14

234,3+

14,24

266,25= 0,95 → 𝑂𝐾! (66)

8.2.2 Membro Cilíndrico com Máximo UC

A Figura 8.9 mostra a localização do membro A1-0024 no eixo transversal FR

184 do módulo e a Figura 8.10 mostra com detalhes a verificação de tensões do

membro, com os valores utilizados na obtenção do seu máximo unit check.

Figura 8.9 – Eixo FR 184 – Localização do membro cilíndrico com máximo UC

Page 133: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

115

Figura 8.10 – Detalhes da verificação do membro A1-0024

Assim como na Figura 8.8, na Figura 8.10 também são mostrados os valores das

tensões atuantes (coluna Actual) e das tensões máximas admissíveis (coluna Allowable)

de compressão Fa, de flexão nos eixos Y e Z (Fby e Fbz, respectivamente), de

cisalhamento Fv e de cisalhamento torcional Ftor. É apresentada também a tensão crítica

de flambagem de Euler Fcr, chamada no programa de Euler.

Nota-se que a tensão axial mais significativa no membro é a de compressão, por

isso, a verificação da tensão axial é feita através da tensão de compressão máxima

admissível Fa.

Mais uma vez, a coluna Ratio representa a razão entre a tensão atuante e a

máxima tensão admissível para cada tipo de solicitação.

A seguir, será apresentada a verificação do máximo unit check encontrado para o

membro, a partir do cálculo das tensões máximas admissíveis, de acordo com as

recomendações da API RP 2A.

Page 134: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

116

Compressão axial

Excepcionalmente para a tensão máxima admissível de compressão foi usada a

norma americana AISC 9ª Ed., conforme a recomendação apresentada no item 3.2.1.

O índice de esbeltez limite Cc foi determinado de acordo com a equação (16). As

propriedades da seção do membro podem ser observadas no item 4.1.

𝐶𝑐 = √2 ∙ 𝜋2 ∙ 𝐸

𝐹𝑦= √

2 ∙ 𝜋2 ∙ 20.000

35,5= 105,4 (67)

O índice de esbeltez do membro, por sua vez, foi calculado a partir da equação

(9).

𝜆 =𝑙𝑒𝑓

𝑟=

𝑙𝑒𝑓

√𝐼𝐴

=288,2

√2898119,5

2827,4

= 9,0 → 𝑂𝐾! (68)

Como λ < Cc, deve-se calcular a tensão máxima de compressão admissível Fa de

acordo com a equação (17).

𝐹𝑎 =

[1 −𝜆2

2 ∙ 𝐶𝑐2] ∙ 𝐹𝑦

53 +

3 ∙ 𝜆8 ∙ 𝐶𝑐

−𝜆3

8 ∙ 𝐶𝑐3

=[1 −

9,02

2 ∙ 105,42] ∙ 355

53 +

3 ∙ 9,08 ∙ 105,4 −

9,03

8 ∙ 105,43

= 208,24 𝑁 𝑚𝑚2⁄ → 𝑂𝐾! (69)

Flexão nos eixo Y e Z

Sabendo que:

𝐷

𝑡=

100

10= 10 <

10340

𝐹𝑦=

10340

355= 29,1

(70)

Page 135: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

117

Deve-se calcular a tensão máxima de flexão admissível de acordo com a

equação (40).

𝐹𝑏 = 0,75 ∙ 𝐹𝑦 = 0,75 ∙ 355 = 266,25 𝑁 𝑚𝑚2⁄ → 𝑂𝐾! (71)

Determinação do UC

Sabendo que:

𝑓𝑎𝐹𝑎

=6,81

208,24= 0,03 < 0,15

(72)

A determinação do máximo unit check deve ser feita pela equação (47).

𝑓𝑎𝐹𝑎

+√𝑓𝑏𝑦

2 + 𝑓𝑏𝑧2

𝐹𝑏=

6,81

208,24+

√92,102 + 225,882

266,25= 0,95 → 𝑂𝐾!

(73)

Page 136: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

118

Page 137: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

119

9 CONCLUSÃO

O projeto dos módulos de um FPSO deve garantir que os seus elementos

estruturais sejam capazes de resistir a toda e qualquer solicitação passível de ocorrer nas

condições a que a embarcação é submetida, desde a sua instalação e montagem até a sua

operação em ambientes marinhos hostis e remotos. O presente trabalho focou em uma

pequena, porém bastante significativa, parte desse projeto. O objetivo principal era

verificar a segurança quanto à integridade estrutural de um módulo de um FPSO durante

a sua operação sob condições ambientais normais e extremas; durante a operação de

trânsito do FPSO do local de montagem até o local de operação; e durante uma

condição de avaria, em que o módulo é sujeito a inclinações transversais e longitudinais

devido a um alagamento acidental dos tanques da embarcação.

Para realizar as análises estruturais nas diferentes situações consideradas, foi

elaborado um modelo computacional através do programa SACS 5.6 V8i, com todos os

parâmetros necessários para melhor representar a estrutura do módulo. Foi abordado, no

trabalho, como devem ser aplicados os carregamentos no modelo e como eles devem ser

combinados, com o intuito de simular as diferentes condições a que o módulo é

submetido.

Parte do trabalho foi dedicada ao estudo de alguns conceitos que estão por trás

das verificações de estruturas metálicas realizadas automaticamente pelo programa. As

normas utilizadas para verificação estrutural foram as normas americanas AISC 9ª Ed. e

a API RP 2A, normas usualmente adotadas pelas empresas de engenharia para esse tipo

de análise. O procedimento de cálculo recomendado por essas normas foi detalhado de

forma que os resultados obtidos ao final do trabalho pudessem ser verificados e,

portanto, validados.

Os resultados apresentados mostram verificações no Estado Limite Último

(ELU) e no Estado Limite de Serviço (ELS) do módulo. Quanto ao ELS, não foi

verificada nenhuma deformação superior aos valores máximos permitidos pelas normas

adotadas, tanto para vigas da estrutura primária, quanto para vigas da estrutura

secundária do módulo.

Page 138: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

120

Com relação ao ELU, os maiores valores obtidos nos membros da estrutura para

os unit checks (razão entre tensão máxima atuante e tensão máxima admissível) foram

de 0,952 e 0,949. A validação desses resultados mostrou que a aplicação das normas

correspondentes na verificação desses membros foi realizada de forma correta pelo

programa e coerente com o que foi descrito ao longo do trabalho. O fato de nenhum

membro ter atingido um unit check superior a 1,0 garante que a estrutura do módulo está

apta a operar durante toda a vida útil da plataforma e sob as diferentes condições

abordadas neste trabalho, no que diz respeito à máxima capacidade de carga da

estrutura, caracterizada pelo escoamento excessivo ou flambagem dos seus

componentes estruturais.

A garantia total de segurança estrutural do módulo ao longo de sua vida útil

exige, ainda, além de outras análises, uma análise de fadiga da estrutura, extremamente

relevante nesse tipo de projeto, uma vez que danos por fadiga representam a principal

causa de acidentes em estruturas desse tipo. A verificação de fadiga do módulo não faz

parte do escopo desse trabalho, servindo como recomendação de tema para futuros

trabalhos.

Além disso, é importante destacar que a segurança estrutural do módulo foi

verificada com base apenas no dimensionamento dos elementos de barra modelados,

sendo necessária, ainda, a verificação dos painéis de aço que representam as chapas de

piso e podem ser submetidos ao fenômeno de flambagem local. A verificação estrutural

desses painéis serve, portanto, como mais uma sugestão de tema para trabalhos

posteriores.

Page 139: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

121

10 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Constructing Fixed Offshore Platforms - Working Stress Design. 20th. ed.

Washington, USA: American Petroleum Institute, 2005.

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devidos a Problemas de Fadiga Estrutural, Cargas Extremas, Blow-Out,

Transporte, Instalação e Operação. Monografia do curso de Segurança Aplicada a

Projetos de Exploração e Produção de Petróleo (SAPEP), COPPE/UFRJ. Rio de

Janeiro, RJ. 2005.

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FPSO. Projeto de Graduação do Curso de Engenharia Civil da Escola

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Norske Veritas. Hovik, Norway. 2011.

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Recommended Practice. Det Norske Veritas. Hovik, Norway. 2010.

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Global em Edificações. Projeto de Graduação do Curso de Engenharia Civil da

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PETROBRÁS. Análise e Gerenciamento de Riscos Ambientais. Estudo

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do Pólo Pré-Sal da Bacia de Santos - Etapa 1/ FPSO Cidade de São Paulo. [S.l.]. 2012.

PETROBRÁS. Site da Petrobrás, 2014. Disponivel em:

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VAZ, J. C. Síntese de Controle e Análise de Cenários em Plantas Offshore

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WIKIPEDIA. Wikipedia. Disponivel em: <http://www.wikipedia.org>. Acesso

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Page 142: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

124

Page 143: análise estrutural de um módulo da planta de processo de um fpso

125

ANEXO I