Projeto Conceitual e parte de projeto Básico de uma embarcação Platform Supply Vessel para operar no Pré-sal da Bacia de Santos

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1 Projeto Conceitual e parte de projeto Básico de uma embarcação Platform Supply Vessel para operar no Pré-sal da Bacia de Santos Caio César Rosa de Oliveira Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Naval e Oceânica da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheiro Naval e Oceânico. Orientador: Richard David Schachter Rio de Janeiro Março de 2015

2 PROJETO CONCEITUAL E PARTE DE PROJETO BÁSICO DE UMA EMBARCAÇÃO PLATFORM SUPPLY VESSEL PARA OPERAR NO PRÉ-SAL DA BACIA DE SANTOS Caio César Rosa de Oliveira PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO CURSO DE ENGENHARIA NAVAL E OCEÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO NAVAL E OCENICO. Examinado por: Prof. Richard David Schachter, Ph.D. (DENO UFRJ) Prof. Luiz Felipe Assis, D.Sc. (DENO UFRJ) Prof. Floriano Carlos Martins Pires Júnior, D.Sc. (PENO COPPE / UFRJ) RIO DE JANEIRO, RJ BRASIL MARÇO de 2015

3 Oliveira, Caio César Rosa de Projeto Conceitual e parte de projeto Básico de uma embarcação Platform Supply Vessel para operar no Pré-sal da Bacia de Santos / Caio César Rosa de Oliveira. Rio de Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, x, 134 p.: il.; 29,7 cm. Orientador: Richard David Schachter Projeto de Graduação UFRJ/Escola Politécnica/ Curso de Engenharia Naval e Oceânica, Referências Bibliográficas: p Offshore Platform Supply Vessel 2. PSV 3. Projeto de PSV 4. Conteúdo Nacional. I. Schachter, Richard David. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica, Curso de Engenharia Naval e Oceânica. III. Titulo. iii

4 AGRADECIMENTOS Agradeço a todos que contribuíram de maneira direta ou indireta a esta conquista em minha vida, familiares e amigos, pelo apoio incondicional das mais diferentes e sutis maneiras, por acreditarem que este sonho seria possível. Um agradecimento especial e de coração às pessoas mais importantes da minha vida: aos meus pais, Ana e Jaime por terem me ensinado a nunca desistir, cobrado empenho para evoluir como pessoa e aluno e por terem me abraçado sempre que precisei; às minhas irmãs, Clariana e Carolina (in memoriam) pelos ensinamentos, risadas, saudades e carinho fraterno que me fazem admirá-las todos os dias; e à minha namorada Maria Clara pelo companheirismo, sinceridade, amor e dedicação diários, sem os quais eu não teria chegado até aqui. À minha família, em especial aos meus avôs e avós, grandes exemplos de vida, e à minha prima Marcela pela amizade e convivência divertida nestes anos de faculdade. Agradeço aos meus amigos, que tornaram essa caminhada mais fácil e prazerosa, principalmente os do curso de Engenharia Naval e Oceânica, que transformaram o Bloco C do Centro de Tecnologia em um ambiente familiar e descontraído. Um obrigado aos professores que me permitiram compartilhar da paixão pela engenharia, em especial ao meu orientador Richard pela dedicação e disposição durante a realização deste projeto. Agradeço também à FINEP pela oportunidade de participar deste projeto que tanto engrandeceu minha vida acadêmica. iv

5 Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Naval e Oceânico. Projeto Conceitual e parte de projeto Básico de uma embarcação Platform Supply Vessel para operar no Pré-sal da Bacia de Santos Caio César Rosa de Oliveira Março / 2015 Orientador: Richard David Schachter Curso: Engenharia Naval e Oceânica Este trabalho descreve a análise da viabilidade técnica de projeto de concepção de uma embarcação do tipo Platform Supply Vessel para operação na região do pré-sal da Bacia de Santos, atendendo às demandas operacionais da PETROBRAS com um deadweight de 4500 toneladas, cinco segregações de cargas de fluidos de perfuração e de convés, sistema de geração de energia diesel-elétrico, classe DP2 de posicionamento dinâmico além de ponte rolante com guindaste sobre o horse-bar para segurança e eficiência de movimentação de cargas no convés principal. Estudos de resistência ao avanço e seakeeping para velocidade de 15 nós foram realizados, bem como stationkeeping, propulsão, compartimentação, cálculo estrutural, arranjo geral, determinação de peso leve e centro de gravidade e análises de estabilidade intacta e avariada e equilíbrio para condições de carregamento críticas. A seleção dos equipamentos foi feita visando o objetivo de utilização do máximo de conteúdo de equipamento nacionalizado. O trabalho descreve análises dos resultados de testes do modelo em tanque de provas do IPT incluindo comparações com resultados teóricos utilizando métodos estatísticos e aplicações de CFD. Palavras-chave: Offshore Platform Supply Vessel, PSV, Projeto de PSV, Conteúdo Nacional. v

6 Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Naval and Ocean Engineer. Conceptual Design and part of Basic Design of a Platform Supply Vessel to operate in the pre salt Santos Basin Caio César Rosa de Oliveira March / 2015 Advisor: Richard David Schachter Major: Naval and Ocean Engineering This work describes the technical feasibility analysis of the project of designing a Platform Supply Vessel for operation in the region of the pre- salt Santos Basin, according to operational requirements from PETROBRAS with a deadweight of 4500 tons, five segregations of drilling fluids and cargo deck, diesel-electric power generation system, DP2 class Dynamic Positioning plus traveling crane over the horsebar for security and cargo handling efficiency on the main deck. Ship resistance and seakeeping studies at speed of 15 knots, were performed, as well as stationkeeping, propulsion, subdivision, structural design, general arrangement, determination of lightweight and center of gravity and analysis of intact and damaged stability and equilibrium for critical loading conditions. The selection of equipment was done aiming the task of including maximum nationalized equipment content. The work describes analyses model test results performed in the IPT towing tank, including comparisons with theoretical results using statistical methods and CFD applications. Keywords: Offshore Platform Supply Vessel, PSV, PSV Design, Nationalized Equipment Content. vi

7 Sumário 1. Introdução Objetivo O Platform Supply Vessel O Pré-sal da Bacia de Santos Obtenção da Forma Características Principais Tipos de Bulbo Tipos de Popa Forma SBBR Resistência ao Avanço Método de Holtrop Computational Fluid Dynamics CFD Tanque de Provas Comparações Propulsão Stationkeeping Força de Vento Força de Corrente Força de Onda Força Total Sistema de Posicionamento Dinâmico Sistema de Geração de Energia Ponte Rolante Compartimentação Tipo de Reforçamento Espaçamento entre cavernas Altura do fundo duplo Largura do costado duplo vii

8 9.5. Antepara de colisão de vante Antepara de colisão de ré Praça de Máquinas Compartimento do Bow-thruster Compartimento do azimutal Perfil Operacional Distâncias Percorridas Tempo de Carga e Descarga Tempo de Stand-by Autonomia Balanço Elétrico Consumo de Combustível Dimensionamento de tanques Tripulação Tanques de combustível Tanque de sedimentação Tanque de serviço de óleo diesel Tanque de óleo lubrificante Tanques de água doce e potável Tanques de carga Tanque Séptico Arranjo Geral Arranjo de tanques e equipamentos Arranjo de acomodações Plano de Capacidades Resistência Longitudinal Módulo de Seção Mínimo longitudinal Momento fletor de onda a meia nau Inércia mínima da seção mestra viii

9 17. Estrutura Fundo Espessura do Fundo Espessura do Fundo duplo Espessura das longarinas Espessura das hastilhas gigantes Espessura do túnel do bow-thruster Reforçadores secundários do fundo Reforçadores secundários do fundo duplo Hastilhas Costado Espessura do costado Espessura do costado duplo Reforçadores secundários Cavernas gigantes Escoas Conveses Espessura dos conveses Vaus Sicordas Reforçadores secundários Superestrutura Espessura dos conveses Cavernas gigantes Cavernas simples Reforçadores secundários dos conveses Anteparas Espessura das anteparas Prumos ix

10 18. Módulo de Seção e Inércia Peso leve e centro de gravidade Peso de outfitting Peso dos gensets Peso dos azimutais Peso dos bow-thrusters Peso dos sistemas auxiliares Peso da ponte rolante Peso do aço Peso Leve e CG final Condições de Carregamento Análise de Equilíbrio Análise de Estabilidade Intacta Análise de Estabilidade em Avaria Avarias de Costado Avarias de Fundo Análise de Seakeeping Software Seakeeper Tanque de Provas Conclusões Referências Bibliográficas Bibliografia Complementar Anexo I Estabilidade Intacta Anexo II Estabilidade em Avaria x

11 1. Introdução 1.1. Objetivo O objetivo deste projeto é o desenvolvimento de uma embarcação de apoio à plataformas para atuação no Pré-sal da Bacia de Santos, atendendo às necessidades de concepção brasileira nos seus requisitos técnicos além de selecionar componentes de seus sistemas em indústrias que apresentem representantes em território nacional a fim de promover a máxima nacionalização da embarcação com o intuito do fortalecimento e incentivo à indústria brasileira. O uso de regulamentos da sociedade classificadora brasileira RBNA [1] em comparação com regras da ABS [2] tem o objetivo de promover o efeito da nacionalização das regras para construção e compartimentação. O cenário geral da indústria marítima voltada para este segmento consiste de pacotes completos desde o projeto aos equipamentos para atender regiões de características diferentes da nacional. A existência de condições ambientais, na média, mais severas durante o ano todo no Brasil, por exemplo, o swell intenso com correntezas de até quatro nós tornam-se um desafio que deve ser tratado de maneira mais próxima. Estima-se que nos campos do Pré-sal a severidade ambiental seja ainda maior devido às maiores distâncias da costa. Neste projeto foi feita a otimização da forma através da variação paramétrica de bulbos, imersões de transom e otimização do centro longitudinal de carena, visando minimizar a resistência ao avanço (métodos estatísticos, apoiados por CFD) em compromisso com os movimentos em ondas ou seakeeping (teoria das faixas). Foi desenvolvido o sistema propulsivo, que é diesel-elétrico, incluindo os impelidores para adequado posicionamento dinâmico, cálculo estrutural e compartimentação (de acordo com especificações para a área de operação), arranjo geral e acomodações preliminares, incluindo alguns equipamentos como ponte rolante sobre o horse bar, determinação do peso leve e centro de gravidade com a finalidade de estabelecer condições de carregamento que ponham à prova sua estabilidade intacta e em avaria, equilíbrio, e seakeeping. As segregações e suas respectivas quantidades demandadas, o sistema de propulsão diesel-elétrico, e a ponte rolante são requisitos da PETROBRAS para a viabilização do projeto. 1

12 1.2. O Platform Supply Vessel O Platform Supply Vessel é uma embarcação de apoio a plataformas responsável pela locomoção de pessoal e suprimentos a partir do porto até o local de operação das mesmas. Possui convés amplo para acomodação e manuseio de cargas, equipamentos, tubulações, peças de reposição e contêineres. É comum a utilização de guinchos instalados sobre pontes que rolantes sobre o guard rail para melhor aproveitamento da área livre e segurança da operação. Nos tanques de carga é comum que sejam levados fluidos de perfuração, desde lama, salmoura e cimento em silos, água potável e óleo diesel. A embarcação possui superestrutura localizada à vante e presença de soluções voltadas à segurança da operação e manobrabilidade nas proximidades das unidades offshore, ou seja, sistema propulsivo com presença de impelidores azimutais e sistemas de posicionamento dinâmico compostos por azimutais, bow-thrusters, e, stern-thrusters O Pré-sal da Bacia de Santos A designação pré-sal é uma definição geológica que delimita um perfil geológico anterior à deposição de sal mais recente no fundo marinho. A formação da camada de petróleo e gás no pré-sal é anterior à formação da espessa camada de sal que pode chegar a metros e, portanto, mais profunda de difícil acesso se comparado às reservas de petróleo situadas na camada pós-sal já consolidadas na exploração nacional. As reservas nacionais apresentam um óleo de média a alta qualidade na escala API, estendendo-se do litoral do Espírito Santo a Santa Catarina em uma faixa de 800 km com lâminas d água que podem chegar a metros e até metros de profundidade, totalizando até metros em relação à superfície marinha. Este desafio de exploração requer grandes investimentos em toda a cadeia produtiva e já começa a apresentar resultados. É notório que as descobertas de grandes reservas de óleo e gás no pré-sal brasileiro alavancaram a indústria naval no setor offshore. Esta evolução no mercado de embarcações de apoio gerará uma demanda significativa de supridores para os próximos anos, movimentando tanto a indústria de novas construções quanto o 2

13 mercado de usados. As perspectivas de crescimento apontadas pela Associação Brasileira das Empresas de Apoio Marítimo, ABEAM [3], apontam para uma frota de 686 embarcações atuantes no Brasil nos próximos seis anos. Nesta estimativa, as embarcações de bandeira nacional possuem 44% da representatividade. Na figura abaixo são apresentados dados de produção de barris equivalentes de óleo para os dez maiores poços produtores em fevereiro de 2014, de acordo com a ANP [4]: Figura 1 - Maiores poços produtores de petróleo e gás em Fevereiro de Fonte: ANP 2. Obtenção da Forma 2.1. Características Principais O projeto parte de algumas premissas previstas na licitação da Petrobras que deve ser atendida para este tipo de embarcação. O Platform Supply Vessel em questão deve ser do tipo fluideiro, ou seja, transporta fluidos de perfuração além de granel sólido e carga no convés. O porte do mesmo deve ser de 4500 toneladas de deadweight e a propulsão deve ser do tipo diesel-elétrica. As dimensões principais foram obtidas através de regressão linear de dados de uma biblioteca de 724 embarcações do tipo PSV, dos quais 45 se encontram na faixa de 4300 e 4900 t. A velocidade de serviço escolhida como diferencial para o projeto desta embarcação é de 15,0 nós. A variação da forma contou com cinco formas de proa (bulbos nabla, delta e lente, sem bulbo, e X-Bow), três imersões de popa e onze variações da posição longitudinal do centro de carena (LCB) através do método de LACKENBY [5] para volume de deslocamento constante. Esta variação deu-se de 2,5% da posição original do LCB para ré e para vante com passo de 0,5%. Abaixo são apresentadas as dimensões principais: 3

14 Comprimento total (m): Loa = 88,8 Boca (m): B = 19,0 Pontal (m): D = 8,0 Calado Preliminar (m): T = 6,6 Calado de Projeto (m): T = 6,0 Velocidade (nós): 15, Tipos de Bulbo A modelação dos bulbos obedeceu aos critérios especificados por KRACHT [6] em que parâmetros de comprimento, boca, área transversal, área longitudinal, centroide transversal e volume do bulbo são funções das dimensões da própria embarcação e de coeficientes obtidos em gráficos de acordo com o coeficiente de bloco do navio sem bulbo. Na figura abaixo são apresentados os cinco tipos de proa: Figura 2 - Diferentes tipos de proa 4

15 2.3. Tipos de Popa A imersão do espelho de popa proporciona a variação da área transom do método de HOLTROP [7], onde para um calado fixo, a geometria é alterada até que se atinja um valor ótimo. Na figura a seguir são apresentadas as imersões de popa: Figura 3 Diferentes imersões de popa Imersão 1 Imersão 2 Imersão 3 A seguir, na tabela 1, são mostradas as áreas imersas de cada modelo: Tabela 1 Imersões do espelho de popa Imersão do Espelho de Popa Imersão 1 Imersão 2 Imersão 3 1,962 m² 6,37 m² 9,56 m² 2.4. Forma SBBR O modelo vencedor com base no critério de resistência ao avanço (Bulbo delta, imersão 1, +2,5% LCB) foi refinado novamente com um ajuste mais fino de linhas d água e a introdução de uma proa wave piercing para otimizar-se ainda mais sua resistência ao avanço, conforme será mostrado no item 3.1 deste relatório. Na figura abaixo é apresentada a forma SBBR 9, selecionada pelo método de HOLTROP [7]: 5

16 Figura 4 - Forma SBBR 3. Resistência ao Avanço A comparação de resistências ao avanço de todos os modelos foi feita primeiramente pelo método estatístico de HOLTROP [7], que calcula estes valores através de regressões e dados de embarcações reais. Este método apresenta, em geral, boas estimativas de resistência ao avanço para embarcações de deslocamento. Com o avanço do projeto e após os testes de reboque no tanque de provas do Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo, IPT [8], verificou-se que o modelo escolhido até então não correspondeu às expectativas iniciais, o que tornou necessária uma alteração na forma do bulbo e das linhas d água, além da verificação de que o calado de projeto deveria ser corrigido para 6,0 m, já que a embarcação dispunha de volume além do necessário para comportar a carga máxima requerida. Com estas modificações foi também adotado o método de Dinâmica dos Fluidos Computacional ou CFD, na tentativa de prever melhor o comportamento da onda ao longo do navio e a efetividade do bulbo. Os modelos e resultados estudados por CFD no software Ansys CFX [9] são apresentados no item Método de Holtrop Os resultados para a imersão ótima do espelho de popa são apresentados no gráfico a seguir. Observa-se que independente do tipo de proa adotada, a primeira imersão sempre apresenta a menor resistência ao avanço. A seguir, no gráfico 1, são mostrados resultados de resistência ao avanço em função da imersão do espelho de popa: 6

17 Gráfico 1 Variação da resistência de acordo com a imersão do espelho de popa A seguir são apresentados no gráfico 2 os resultados completos de todas as formas obtidas. Nota-se a tendência de diminuição da resistência ao avanço conforme desloca-se o LCB em direção a popa, proporcionando linhas d água mais finas com um menor ângulo de entrada. A proa wave piercing apresentou os melhores resultados de acordo com o método. Gráfico 2 - Comparação de Resistências ao Avanço pelo Método de Holtrop (1984) 7

18 3.2. Computational Fluid Dynamics CFD Modelos de cascos alternativos foram gerados para comparação de resistência ao avanço e formação de ondas ao longo do casco por métodos de Computational Fluid Dynamics. O modelo proposto para o bulbo foi modificado variando-se a área transversal na perpendicular de vante, o comprimento do bulbo e sua distância à superfície livre. O software utilizado foi o CFX da ANSYS [9]. Nas figuras abaixo são apresentadas a malha de prismas e a pressão dinâmica sobre o modelo SBBR 9 : Figura 5 - Malha gerada no software ICEM CFX da ANSYS Figura 6 - Pressão dinâmica e perfil de onda no modelo SBBR 9 A forma do casco da versão SBBR 9 foi enviada para construção de modelo e testes de resistência ao avanço e comportamento em ondas no tanque de provas do IPT [8]. Após os testes com o primeiro modelo, realizou-se um teste posterior com um modelo mais otimizado na tentativa de obter melhores resultados de resistência ao 8

19 avanço. A elaboração destes modelos passou a contar com modelação em CFD para permitir uma melhor percepção dos fenômenos envolvidos. Os modelos SBBR 14 e SBBR 16 apresentaram valores de resistência ao avanço melhores que os demais, porém próximas entre si. Apesar de o modelo SBBR 16 ter uma resistência menor, o modelo SBBR 14 apresentava menor altura de onda empilhada na proa e menor área molhada. Por estes motivos, este último foi selecionado para os testes posteriores no tanque de provas do IPT [8]. A forma e os resultados de CFD são mostrados abaixo: Figura 7 - Forma SBBR 14 Tabela 2 - Resistência ao Avanço e elevação de onda na proa por método CFD Modelo Força Normal (kn) Força Tangencial (kn) Rt CFD (kn) Onda na proa (m) SBBR 9 (T = 6,6 m) ,6 393,2 2,459 SBBR 12 (T = 6,0 m) ,8 325,6 2,503 SBBR 12 (T = 6,6 m) ,2 360,4 2,463 SBBR 13 (T = 6,0 m) ,8 335,6 2,487 SBBR 14 (T = 6,0 m) 90 57,6 295,2 2,418 SBBR 15 (T = 6,0 m) ,441 SBBR 16 (T = 6,0 m) 88 57,4 290,8 2, Tanque de Provas No Instituto de Pesquisas Técnicas de São Paulo [8], o modelo foi testado na condição de calado máximo com valor de 6,6 m para a velocidade de 15 nós, entre outras. Para a realização de testes com velocidades acima a este valor, o embarque de água no convés foi um fator limitante, tendo em vista que seria necessário adaptar uma tampa para impedir o seu alagamento. 9

20 Em reunião, foi apontado que o valor do deslocamento no calado máximo mostrava-se superior ao mínimo necessário para a embarcação na condição carregada. Este cenário, em princípio, indica que o calado final da embarcação pode ser menor do que o até então previsto, porém deve-se considerar que os cálculos de peso leve não contemplam um detalhamento tal que se possa afirmar isto categoricamente, visto que muitos valores são obtidos através de formulações de literaturas conhecidas. Por fim, concordou-se em realizar os testes com duas condições de calado em prol da segurança e confiabilidade dos dados: calado máximo de 6,6 m e calado de 6,0 m. A calibração do equipamento foi feita com o modelo já dentro do tanque, a fim de garantir a precisão do posicionamento dos braços que o seguravam. Em seguida foram realizadas medições para completar a curva de resistência em calado máximo. Finalizados os testes em calado máximo, foi retirado parte do lastro para a obtenção do calado equivalente a 6,0 m e novamente foram feitas corridas para levantamento da curva de resistência em torno da velocidade de 15 nós e uma corrida em baixa velocidade, 9 nós, para obtenção dos coeficientes hidrodinâmicos. Após os testes de resistência ao avanço, o modelo foi retirado da água para a nova medição das inércias, que foram alteradas devido à adição da cobertura do convés. As figuras 8 a 15 a seguir mostram detalhes do modelo SBBR 9, sua preparação e corrida a 15 nós: Figura 8 Modelo SBBR 9 10

21 Figura 9 - Detalhe da proa vista 1 modelo SBBR 9 Figura 10 - Detalhe da proa - vista 2 modelo SBBR 9 Figura 11 - Detalhe da popa - vista 1 modelo SBBR 9 11

22 Figura 12 Modelo SBBR 9 sem convés em posição de teste Figura 13 Modelo SBBR 9 em teste - visualização da proa Figura 14 - Modelo SBBR 9 em teste - visualização do convés 12

23 Figura 15 - Modelo SBBR 9 em teste - Detalhe da geração de ondas na proa O modelo construído SBBR 14 é mostrado nas figuras a seguir: Figura 16 Proa do modelo 2 - SBBR 14 Figura 17 - Perfil do modelo 2 - SBBR 14 Figura 18 - Popa do modelo 2 - SBBR 14 13

24 3.4. Comparações Os diferentes métodos utilizados para predição da resistência ao avanço apresentaram resultados diferentes entre si, o que exigiu uma crítica maior por parte do projetista em relação ao método estatístico de Holtrop e as condições em que este fora aplicado. Já o método de CFD apresentou resultados bastante satisfatórios em relação ao tanque de provas, com margens de erro máximas da ordem de 3%. O método de HOLTROP [7] foi utilizado em uma condição em que a variação da proa com o modelo wave piercing superestimou a influência positiva do menor ângulo de entrada de linha d água, mostrando resultados de resistência ao avanço muito inferiores aos valores reais. O efeito desejado ao projetar-se esta característica de cortar ondas não foi bem sucedido como se previa e, a resultante alta elevação da onda na proa contribuiu para um trim dinâmico de proa que ocasionou resultados piores para o modelo. Na tabela abaixo são apresentados resultados comparativos dos modelos para diferentes métodos de predição da resistência ao avanço: Tabela 3 - Comparações de Resistência ao avanço para diferentes métodos Modelo Deslocamento (ton) Rt Holtrop (kn) Rt CFD (kn) Rt IPT (kn) SBBR 9 (T = 6,0 m) 7303,1 265,816 x 306,05 SBBR 9 (T = 6,6 m) 8193,1 304, ,2 383,253 SBBR 12 (T = 6,0 m) 7094,9 285, ,6 x SBBR 12 (T = 6,6 m) 7963,5 298, ,4 x SBBR 13 (T = 6,0 m) 7022,5 282, ,6 x SBBR 13 (T = 6,6 m) 7883,7 314,471 x x SBBR 14 (T = 6,0 m) 7027,3 272, ,2 296,97 SBBR 14 (T = 6,6 m) 7885,5 300,818 x x SBBR 15 (T = 6,0 m) 7022,2 266, x SBBR 15 (T = 6,6 m) 7880,9 308,454 x x SBBR 16 (T = 6,0 m) 7046,6 264, ,8 x SBBR 16 (T = 6,6 m) 7900,5 301,588 x x 4. Propulsão A partir da resistência ao avanço e dos coeficientes hidrodinâmicos de redução da força propulsiva e de esteira e da eficiência relativa rotativa, obtidos através do método de HOLTROP [7], foi possível determinar as potências necessárias para 14

25 propelir a embarcação na velocidade de 15 nós através de um estudo utilizando um hélice do tipo Série B variando o número de pás, razões de área e rotação gerando uma combinação de 90 propulsores diferentes que atendiam a condição de empuxo requerido igual ao disponível. A resistência do casco é alterada quando da presença do propulsor, tendo em vista que o escoamento na região da popa é alterado. O coeficiente de redução da força propulsiva corrige o valor requerido de empuxo para propulsão conforme as características da forma do navio e quantidade de propulsores. O escoamento sobre o propulsor é afetado da mesma forma. Em testes em águas abertas, o escoamento é uniforme e com uma velocidade diferente daquele campo que incide sobre o hélice quando da presença do casco. O coeficiente de esteira corrige este valor médio conforme as características da forma e número de propulsores. A potência efetiva do casco EHP (Effective Horsepower) deve ser corrigida pela eficiência do casco, ηh, que relaciona os coeficientes de esteira e redução de força propulsiva, a fim de se conhecer a potência gerada pelo propulsor ou THP (Thrust Horsepower). A potência gerada pelo propulsor ou THP (Thrust Horsepower) deve ser corrigida pelas eficiências do propulsor em águas abertas, ηo, e rotativa relativa, ηrr. Desta maneira obtém-se a potência que deve ser entregue ao propulsor, ou DHP (Delivered Horsepower). Esta deve ainda ser corrigida pela eficiência do sistema de transmissão, ηs, que parte dos motores ou geradores até o propulsor ou motor elétrico, no caso de um sistema diesel-elétrico. Como resultado, obtém-se a potência no motor, ou BHP (Brake Horsepower), que corresponde à potência necessária para propelir a embarcação na velocidade para qual a resistência ao avanço foi calculada. Este valor deve ser analisado em conjunto com a potência requerida para posicionamento dinâmico para a escolha dos geradores. A tabela abaixo mostra a variedade de parâmetros testados: Tabela 4 - Espaço amostral de propulsores testados Número de Pás (z) Razão de Áreas (Fa/F) Razão Passo/Diâmetro (P/D) 3 0,55 0,75 0,95 0,5 ~ 1,4 4 0,55 0,75 0,95 0,5 ~ 1,4 5 0,55 0,75 0,95 0,5 ~ 1,4 3 parâmetros 3 parâmetros 10 parâmetros 15

26 Total de 90 propulsores que atendem empuxo requerido igual ao disponível através da interseção da curva de Kt = b1 x J² com as curvas de Kt nos gráficos dos propulsores. Os modelos foram testados ainda para critérios de cavitação utilizando o Diagrama de Burril e sua curva de 5% de cavitação como critério de aceitação. No gráfico abaixo é apresentada a curva de b1, em azul, sobre as curvas de um propulsor de 3 pás e razão de áreas de 0,75: Gráfico 3 - Curva de b1 em azul interceptando curvas de Kt para um determinado propulsor O adimensional b1 pode ser obtido através da equação a seguir: b1 = T ρv a 2 D 2 (1) As margens operacionais adotadas para tratar com maior realidade as condições ambientais e de funcionamento dos motores foram as seguintes: Margem de rotação = -5% Margem de motor = 10% Margem de mar = 20% O propulsor que apresentou a maior eficiência e serviu como guia para seleção dos azimutais tem as seguintes características: Diâmetro 4,2 m Número de pás 5 Razão de áreas Fa/F 0,55 16

27 Razão Passo-Diâmetro 1,2 Eficiência em águas abertas 0,67 Após a aplicação das margens o valor da potência requerida para cada propulsor foi de 2270,2 kw. Embarcações de apoio offshore, no entanto, utilizam um sistema diesel-elétrico que se torna mais vantajoso que o tradicional mecânico devido ao perfil operacional deste tipo de navio. Quanto mais tempo utiliza-se a condição de posicionamento dinâmico, maior é a vantagem do sistema elétrico sobre a transmissão mecânica. Em situações de viagem a vantagem muda de lado e a transmissão mecânica mostra-se mais eficiente. Os azimutais oferecem maior dinâmica de manobra através da inversão de suas rotações propiciando um menor diâmetro na curva de giro, além de fazerem parte também do sistema de posicionamento dinâmico. A potência requerida para este tipo de propulsão deve ser suficiente tanto para atingir a velocidade de serviço durante as viagens quanto para a manutenção da posição durante a operação. Para atender às especificações da PETROBRAS e levando em conta a vantagem do sistema diesel-elétrico para este caso, optou-se por selecionar dois propulsores azimutais para o PSV, com base na seleção feita pela Série B. Foram selecionados os Azipods CO1250 da fabricante ABB [10] por atenderem a faixa de potência requerida para a operação e viagem da embarcação. Abaixo são mostradas as suas características técnicas: Figura 19 - Especificações técnicas do Azipod 17

28 5. Stationkeeping Um importante fator considerado na concepção deste tipo de embarcação é a sua capacidade de operar com segurança em condições ambientais adversas, bem como a capacidade de manobra. Sujeitas a três tipos de forças, de correnteza, ondas e vento, as embarcações de apoio offshore devem ser capazes de manter a sua posição para assegurar a segurança de sua tripulação e ambiental. Os cálculos realizados foram baseados no estudo da American Petroleum Institute [11] para as forças de onda e corrente, e MODU CODE da IMO [12] para a força gerada pelo vento. Os carregamentos ambientais depois de quantificados foram relacionados a uma respectiva potência necessária para superar estes carregamentos. Dados como velocidades de correnteza na Bacia de Campos, tipo de mar e velocidades limitantes do vento para operações foram levantados para tratar com a maior fidelidade possível a realidade. Os dados utilizados foram: Velocidade do vento = 40 nós ou 20,58 m/s Velocidade da corrente = 3 nós ou 1,54 m/s Altura característica de onda = 2,01 m Período da onda = 6,61 s 5.1. Força de Vento A força ocasionada pelos ventos é calculada levando-se em conta a área vélica da embarcação, fatores de forma e de altura da parte exposta, a velocidade do vento e sua massa específica, conforme a formulação a seguir: F = 0,5C S C H ρv 2 A (2) Abaixo estão mostradas as áreas vélica e molhada da embarcação: F = Força de vento C S = Coeficiente de forma C H = Coeficiente de altura ρ = massa específica do ar V = Velocidade do vento A = Área vélica da embarcação 18

29 Figura 20 - Área vélica e área molhada projetada Os coeficientes de forma e de altura são obtidos nas tabelas abaixo: Tabela 5 - Obtenção do Coeficiente de forma, C s Tabela 6 - Obtenção do coeficiente de altura, C H 5.2. Força de Corrente A força ocasionada pelos correntes marítimas é calculada levando-se em conta um coeficiente de força, a área molhada do navio e a velocidade da corrente: F CY = C CY SV C 2 (3) F CY = Força de corrente C CY = Coeficiente de força = 72,37 Ns²/m 4 S = Área molhada da embarcação V C = Velocidade da corrente 19

30 5.3. Força de Onda A força de onda utiliza a relação entre as ondas de projeto de uma embarcação de referência e o PSV, bem como a relação entre os comprimentos das mesmas. O valor é obtido da interpolação do gráfico abaixo: Gráfico 4 - Força de onda calculada para embarcação de referência A força de onda atuante sobre o PSV é obtida através das relações abaixo: H 1/3REF = H 1/3 L REF L (4) F mdy = (F mdy ) REF ( L L REF ) 2 (5) H 1/3REF = Altura da onda de projeto da embarcação de referência H 1/3 = Altura da onda de projeto do PSV L REF = Comprimento da embarcação de referência L = Comprimento do PSV (F mdy ) REF = Força de onda atuante sobre a embarcação de referência F mdy = Força de onda atuante sobre o PSV 5.4. Força Total Os resultados obtidos são expostos na tabela a seguir: 20

31 Tabela 7 - Forças Ambientais atuantes sobre a embarcação Força de Vento Força de Correnteza Força de Onda Força total 164,143 kn 351,718 kn 107,090 kn 622,950 kn Relacionando o carregamento e a velocidade com que a força é aplicada ao casco, é possível determinar a potência requerida para suportar tal carga e, portanto, a demanda é o somatório destas grandezas. A seguir o resultado obtido para a potência do sistema de DP que deverá ser dividida entre a proa e a popa da embarcação garantindo não só o equilíbrio de forças, mas também o equilíbrio de momentos. A força total de deriva e a potência necessária para equilibrá-la estão apresentadas na tabela abaixo: Tabela 8 - Força total e potência requerida para equilibrá-la Força total = 622,950 kn Potência = 5010,455 kw 6. Sistema de Posicionamento Dinâmico O sistema responsável pela manutenção da posição da embarcação é representado pelos thrusters. Posicionados na proa e na popa do navio, os impelidores laterais fornecem a potência requerida devido aos carregamentos ambientais, conforme exemplificado na figura abaixo: Figura 21 - Forças ambientais e movimentos em diferentes graus de liberdade 21

32 No caso deste PSV os impelidores da popa são representados pelos próprios azimutais, que individualmente são capazes de atender à demanda de potência para a popa para a condição de posicionamento dinâmico. Na proa foram adotados dois bow thrusters capazes da também individualmente atender à demanda de potência para DP. Esta redundância faz-se necessária para garantir a continuidade da operação em caso de pane de alguma máquina, trazendo como consequência mais segurança à tripulação. Os dois Bow Thrusters selecionados foram da fabricante Wärtsilä [13], modelo CT/FT300M, cujas características são exibidas a seguir: Figura 22 - Dimensões e potência do bow-thruster selecionado 7. Sistema de Geração de Energia O sistema de geração de energia típico em PSV s é o diesel-elétrico. Isto é justificado primeiramente pela flexibilidade na geração de energia pelos dieselgeradores que correspondem aos MCA s e sua utilização nos consumidores da embarcação (sistemas propulsivo, DP e auxiliares). Como os consumidores principais são movidos por motores elétricos e a transmissão é feita por cabos, o arranjo dos componentes de distribuição fica mais livre a alterações. Outra vantagem é a redução no consumo de combustível e emissão de gases, entretanto, o maior investimento inicial e peso dos componentes deve ser considerado. Para a geração da energia elétrica demandada pelos sistemas da embarcação, incluindo os dois maiores consumidores, que são o sistema de DP e o propulsivo, foram selecionados quatro diesel-geradores da fabricante Wärtsilä [13]. Abaixo, nas figuras 23 e 24, são mostrados os componentes dos sistemas propulsivo, de posicionamento dinâmico e de geração de energia: 22

33 Figura 23 - Sistema de Geração de energia e principais consumidores. Fonte: Wartsila Figura 24 - Componentes dos sistemas de geração de energia e propulsivo. Fonte: ABB O modelo escolhido foi o Wärtsilä 8L26 60 Hz cujas características são apresentadas abaixo: Figura 25 - Características do MCA 23

34 Figura 26 - Imagem do MCA selecionado 8. Ponte Rolante A segurança no manuseio de cargas é parte importante das operações em porto e offshore. A versatilidade das embarcações do tipo PSV que permite o transporte de diversos tipos de cargas no convés principal desde contêineres a tubulações requer um cuidado especial para o melhor aproveitamento da área disponível, e, principalmente para evitar acidentes no carregamento, por falta de visibilidade. A escolha de uma ponte rolante que possa se movimentar sobre o guard rail ou horse bar, dotada de um guindaste foi considerada fundamental para estas operações pela PETROBRAS. O modelo selecionado já é utilizado em algumas embarcações da PETROBRAS e mostra-se versátil e eficiente para o melhor aproveitamento da área de convés. O modelo Triplex MDH 22, da fabricante Triplex [14], apresenta um guincho e cabine de comando com câmera sobre uma ponte rolante com capacidade de até 22 toneladas. Os dados do modelo são apresentados a seguir: Figura 27 - Dimensões e capacidade de levante da ponte rolante 24

35 Figura 28 - Ponte rolante com guindaste sobre horse-bar 9. Compartimentação A compartimentação foi baseada nos requisitos técnicos da RBNA [1], ABS [2], MARPOL [15] e NORMAM [16], bem como as especificações da PETROBRAS para divisões dos tanques de combustíveis e consumíveis. O conceito de avaria hipotética da MARPOL [15] que leva em conta as dimensões e o tipo de embarcação para dimensioná-las, foi utilizado para a determinação do comprimento mínimo dos tanques. Tanto na Compartimentação quanto no cálculo estrutural foram utilizadas regras de sociedade classificadora brasileira em comparação com a regra da ABS [2] Tipo de Reforçamento O tipo de reforçamento estrutural utilizado é, em geral, função do comprimento da embarcação. O tipo transversal é aconselhado para embarcações com comprimento inferior a 120 m devido à ausência ou pequena extensão de corpo paralelo, onde comumente é utilizado o reforçamento longitudinal pela praticidade e facilidade de construção com elementos que contribuem para a rigidez longitudinal da embarcação. A presença de formas curvas longitudinal e transversalmente no casco do navio, nas regiões de proa e popa, justifica a escolha do tipo transversal neste projeto devido ao seu comprimento total de 88,80 m Espaçamento entre cavernas O regulamento do RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap. E determina que o espaçamento mínimo deve ser obtido através de: 25

36 E 0 = 2L mm = 613,62 mm (6) O regulamento ABS Rules for Building and Classing Steel Vessels Parte 3, Cap. 5, Seção 1.7 determina que para embarcações com L 270 m, o espaçamento mínimo entre cavernas é calculado de a partir de: s = 2,08 L mm = 608,17 mm (7) De forma a atender a ambos os critérios, o maior valor calculado entre estes foi escolhido como valor mínimo do espaçamento entre cavernas. Este valor foi arredondado para praticidade: s = 650 mm Determinou-se então o espaçamento entre cavernas gigantes como: S = 5 s = 3250 mm (8) 9.3. Altura do fundo duplo A regra da Parte 3, Capítulo 2 e Seção 4, da ABS, determinou que a altura mínima do fundo duplo deva ser de: h g = 32B d = 1096 mm (9) A regra do RBNA - Fascículo 5 - Parte II - Título 32 - Seção 1 - Cap. G equivale ao regulamento 13F da MARPOL, que determinou a altura do fundo duplo: h = B = 1,27 m (10) 15 De forma a atender a ambos os critérios, o maior valor calculado entre estes foi escolhido como valor mínimo da altura do fundo duplo. Este valor foi arredondado para praticidade: h fd = 1,30 m 26

37 9.4. Largura do costado duplo O regulamento do RBNA - Fascículo 5 - Parte II - Título 32 - Seção 1 - Cap. G utiliza o mesmo conceito do regulamento 13F da MARPOL determina que a largura para o costado duplo (w) deve ser: w = 0,5 + DWT ou w = 2 m (11) O valor obtido para largura do costado duplo através da fórmula é de 0,725 m, que é inferior à unidade, portanto o valor adotado é de 1,0 m Antepara de colisão de vante O regulamento do RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 1 - Cap. H determina que a antepara de colisão de vante deve estar posicionada a uma distância da perpendicular de vante de um valor máximo de 10,0 m, porém da seguinte ordem: dc 0,04L (12) dc 0,125L (13) Portanto: dc = 3,97 m ou x ACV = 81,25 m 9.6. Antepara de colisão de ré O regulamento RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 1 - Cap. H determina que a antepara de ré deverá uma distância da popa da ordem de 0,04 a 0,08L da popa. 4%L d 8%L (14) 3,07 m d 6,14 m Portanto: d = 3,25 m 27

38 9.7. Praça de Máquinas Devido ao comprimento dos motores de 8,0 m, e para que as anteparas da praça de máquinas estejam posicionadas exatamente sobre cavernas gigantes, foi determinado que o comprimento da mesma fosse de: L PM = 13,0 m 9.8. Compartimento do Bow-thruster A escolha da localização do compartimento foi feita de maneira que o mesmo ficasse apoiado entre duas cavernas gigantes, possuindo um espaço suficiente para que pudesse acomodar dois bow thrusters, portanto foi calculado o seguinte valor para este compartimento: L BT = 6,5 m 9.9. Compartimento do azimutal Utilizando o mesmo critério para o bow thruster, foi definido que o compartimento dos propulsores azimutais deverá ficar posicionado apoiado em reforçadores principais, possuindo então o seguinte comprimento. L AZ = 6,5 m 10. Perfil Operacional O levantamento do perfil operacional é importante para a análise de viabilidade econômica quanto ao consumo de combustível durante a vida útil da embarcação. Os valores de vazões de carga e descarga são considerados na licitação da Petrobras com valores padrão de terminais e do próprio PSV, mostradas nas tabelas abaixo: 28

39 Tabela 9 - Vazão de carga/descarga das segregações no terminal e no PSV Vazão de carregamento (m³/h) Vazão de descarga (m³/h) Tabela 10 - Vazão de carga/descarga de granel no terminal e no PSV Vazão carga granel (ton/h) Vazão descarga granel (ton/h) Distâncias Percorridas A distância média da costa adotada foi a da Bacia de Santos, que se encontra a aproximadamente 300,0 km da mesma. Já a distância entre plataformas foi adotada como 10,0 % deste valor. O tempo de viagem para cada seção é resumido a seguir: Tabela 11 - Distâncias de Navegação Trajeto Distância (km) Tempo de viagem (h) Viagem ida ,80 Deslocamentos entre plataformas 30 1,08 Viagem volta ,80 Total 630,00 22, Tempo de Carga e Descarga A condição de carregamento A da PETROBRAS foi utilizada para determinar o perfil operacional por ser mais comumente utilizada na operação deste tipo de embarcação. As vazões de bombeamento do granel são determinadas na sua licitação e o tempo de carregamento dos consumíveis e da carga são apresentados abaixo: Tabela 12 - Tempo de carga/descarga da condição de carregamento A da Petrobras Carga Volume Massa específica Massa Tempo de Carga Tempo de Descarga Segregação 1 (m³) 920 (kg/m³) 1300 (ton) ,60 (h) 10,22 (h) Segregação ,2 1,30 2,89 Segregação ,60 5,78 Segregação ,1 3,05 6,78 Granel sólido ,92 10,56 Total ,3 19,47 36,23 29

40 Tabela 13 - Tempo de carga/descarga dos consumíveis da condição A da Petrobras Consumível Volume (m³) Massa específica (kg/m³) Massa (ton) Tempo de Carga (h) Água Doce ,8 0,50 Óleo Combustível ,00 Total ,8 1, Tempo de Stand-by O tempo de espera em que a embarcação fica à disposição para chamadas de diferentes plataformas foi utilizado como um valor mínimo de 3,0 dias ou 72,0 hs Autonomia O somatório dos intervalos de tempo determinados anteriormente fornece o valor da autonomia que a embarcação deve ter, porém este valor, para fins de segurança é aumentado em 10% devido à variações nas operações e deslocamentos. Tabela 14 - Definição da autonomia com margem de segurança Autonomia (h) Margem segurança Autonomia (dias) 151,9 10% 7,0 Com a duração de cada evento, pode-se determinar o perfil operacional durante o período de autonomia da embarcação, ou seja, o percentual médio de tempo gasto em cada atividade, apresentado no gráfico abaixo: Perfil Operacional do PSV Porto 14% Navegação 15% Standby 47% Descarga Plataforma 24% Gráfico 5 - Perfil operacional do PSV SBBR 30

41 11. Balanço Elétrico O balanço elétrico permitirá selecionar os geradores diesel-elétricos com base na demanda de energia nas situações de viagem, porto, plataforma e stand-by dividindo consumidores de energia elétrica por grupos conforme mostrado nas tabelas abaixo: Tabela 15 - Grupo 01 de consumidores Tabela 16 - Grupo 02 de consumidores 31

42 Tabela 17 - Grupo 03 de consumidores Tabela 18 - Grupo 04 de consumidores Tabela 19 - Grupo 05 de consumidores Tabela 20 - Potência total demandada por evento Nota-se que a maior demanda de potência ocorre quando o PSV opera na plataforma em condições de descarga e posicionamento dinâmico, com um valor de 6162 kw. Estes valores de potência serão utilizados para o cálculo do consumo médio de combustível no tópico

43 12. Consumo de Combustível Ao cruzar informações de perfil operacional, que leva em conta o tempo de um evento durante a operação e o balanço elétrico, que mostra o consumo de energia nestes mesmos eventos, pode-se calcular uma potência média que é requerida durante o período de autonomia do PSV. A tabela abaixo exemplifica o que foi dito e, através do somatório dos valores obtidos multiplicando-se o tempo pela potência de cada operação obtém-se um valor médio de potência demandada. O valor percentual da potência é relativo à potência conjunta dos três diesel-geradores selecionados, que têm a capacidade de fornecer 7485 kw. Tabela 21 - Perfil operacional e demanda de potência Operação Tempo (%) Potência (%) Navegação 15% 75% Descarga Plataforma 24% 82% Standby 47% 15% Porto 14% 21% 4 Pot média = i=1 tempo i x pot i (15) O valor obtido como potência média foi de 41% da potência instalada dos três diesel-geradores ou 3056,196 kw. O consumo específico dos geradores, conforme dado do fabricante, é de 181 g/kwh. Já o consumo médio diário é obtido multiplicando-se este valor pela potência média e pelo número de 24 horas. O consumo médio diário de combustível é de: Consumo médio = Pot média x Consumo específico x 24 = 13,28 ton (16) Tabela 22 - Consumo de combustível por operação Operação Potência Consumo (ton) Navegação 75% (%) 25,32 Descarga Plataforma 82% 44,44 Standby 15% 16,05 Porto 21% 6,60 Consumo total durante o período de autonomia 92,41 33

44 13. Dimensionamento de tanques O dimensionamento dos tanques visa atender aos requisitos técnicos especificados em licitação pela PETROBRAS, bem como suprir volumes necessários dos tanques de consumíveis levando em consideração o número de tripulantes e a autonomia da embarcação Tripulação De acordo com a NORMAM 01 [16], atendendo aos cálculos arqueação e potência (não apresentados neste relatório), para embarcações de apoio marítimo é necessária a seguinte tripulação de segurança: Tabela 23 - Tripulação de segurança mínima Tanques de combustível O volume do tanque de combustível da embarcação irá seguir a recomendação da PETROBRAS que estipula o valor do tanque em: V comb = 200 m³ 34

45 13.3. Tanque de sedimentação Com a finalidade de decantar as impurezas do diesel antes de entrar no tanque de serviço que alimentará os motores, deve-se dimensionar um tanque de sedimentação. O cálculo do Tanque de Armazenamento de óleo diesel será dado por 90% do volume obtido pela seguinte equação: V t = f s f e ρ OP 10 6 (C SBHP. T) = 9,1 m³ (17) fs (fator de consumo específico) = 1,03 fe (fator de expansão) = 0,96 Cs = consumo específico do MCP [g/bhp.h] = 137 BHP (potência de serviço contínuo - CSR) = 7800 T = tempo de sedimentação do O.D = 24h p op = massa específica do óleo diesel (t/m 3 ) = 0, Tanque de serviço de óleo diesel Depois de sedimentado, o óleo diesel segue para o tanque de serviço para ser injetado pulverizado nos cilindros dos motores para a realização da combustão. O volume do tanque de combustível de serviço deve ser da mesma capacidade do tanque de sedimentação. Logo: V tq serviço = 9,1 m³ Tanque de óleo lubrificante O volume de óleo lubrificante necessário pode ser calculado pela formulação: V ol = Q 12ρ ol = 5,89 m³ (18) Q = Vazão da bomba de óleo lubrificante = 65 m³/h 35

46 ρ od = peso específico do óleo lubrificante = 0,92 t/m³ Tanques de água doce e potável Tanque de água doce Para determinar o tamanho do tanque de água doce, foi utilizada a recomendação da PETROBRAS que define que o volume mínimo de tanque de água doce para embarcações do tipo PSV com DWT de 4500 t deve ser: V mín = 100 m³ Tanque de água potável De acordo com o INSTITUTE OF MEDICINE OF THE NATIONAL ACADEMIES [17], uma pessoa deve ingerir diariamente 3,7 L (0,037m³) de água potável por dia. Logo o volume necessário de água potável será: V água potável = 0, = 4,921 m³ (19) Tanques de carga A embarcação será responsável por levar os suprimentos necessários para que as plataformas de petróleo executem seus processos de exploração. Por se tratarem de cargas variadas, é necessário que sejam cargas segregadas umas das outras, em diferentes tipos de tanques. Granel sólido O cimento é utilizado na indústria de petróleo e gás como material utilizado na coluna de revestimento da perfuração dos poços. O objetivo da cimentação é colocar uma pasta de cimento não contaminada em um espaço anular entre o poço e a coluna de revestimento, de modo a se obter a fixação e a vedação eficiente de cada anular. O cimento também pode ser utilizado para situações de emergência, onde pode ser necessário realizar uma selagem completa do poço. V cimento = 330 m³ 36

47 Lama A lama de perfuração possui este nome devido a uma mistura de diversos componentes utilizados durante a perfuração de um poço de petróleo. Tal lama deve apresentar características químicas e físicas satisfatórias para suportar os esforços da operação de perfuração dos poços. O volume dos tanques de lama oleosa e lama líquida serão definidos como: V lama oleosa = 1120 m³ V lama líquida = 520 m³ N-Parafina Nas atividades petrolíferas, os fluidos de perfuração têm importância fundamental. São esses fluidos que devem permitir o resfriamento da broca, a retirada dos cascalhos gerados na perfuração e a manutenção da estabilidade do poço. V N parafina = 260 m³ Salmoura A salmoura, cujo termo em inglês é Drilling Brine, é composta por uma solução a base de cloreto de sódio. A salmoura possui a função de manter a pressão no poço além de resfriar a broca. V salmoura = 1490 m³ Tanque Séptico Seguindo o requisito da PETROBRAS, a embarcação deverá ser dotada de fossa séptica com sistema de tratamento de esgoto sanitário ou tanque séptico com capacidade igual ou superior a 70 litros por tripulante. V tq séptico = V esgoto diário Número de tripulantes Autonomia = 9,31 m³ (20) 37

48 14. Arranjo Geral Arranjo de tanques e equipamentos O arranjo dos tanques e a localização das diversas segregações foram fundamentados em um estudo de equilíbrio e estabilidade para garantir a segurança das operações e satisfação das regras impostas para estabilidade pela IMO A.749 [18]. A estratégia consiste em posicionar os tanques com maiores massa em torno do centro longitudinal de carena e de flutuação a fim de gerar menor momento quando da variação do carregamento. A seguir, o arranjo dos tanques: Figura 29 Arranjo de tanques - Convés Principal Figura 30 - Arranjo de tanques - Tween deck 38

49 Figura 31 - Arranjo de tanques - Duplo fundo Figura 32 - Arranjo de tanques - Abaixo do duplo fundo Abaixo segue a legenda de cores das cargas mostradas anteriormente: Tabela 24 - Legenda de cores dos tanques Segregação Fluido Tipo Cor 1 A Oil Base Mud 2 B N-Parafina 3 C Water Base Mud 4 D, E ou F DrillingBrine - - Granel - - Lastro - - Água Doce - - Óleo Diesel - - Diesel serviço - - Óleo Lubrificante - - Séptico 39

50 14.2. Arranjo de acomodações Para realização do arranjo das acomodações foi utilizado como baliza o os regulamentos apresentados pela OIT, assim como as recomendações referentes à ergonomia apresentadas pelo arquiteto NEUFERT [19]. A partir dos artigos consultados foi possível definir o seguinte arranjo geral para cada convés da embarcação: Figura 33 - Convés principal 40

51 Figura 34 - Convés A Figura 35 - Convés B 41

52 Figura 36 - Convés C Figura 37 - Ponte de comando 15. Plano de Capacidades O plano de capacidades da embarcação é composto por todos os tanques desde consumíveis e cargas. Os tanques de serviço, segregação e óleo lubrificante foram calculados com informações específicas dos motores, especificações da PETROBRAS. O plano de capacidades do SBBR é mostrado abaixo: 42

53 Tabela 25 - Plano de Capacidades do PSV Tank Capacity m³ Tonne Tank Capacity m³ Tonne Pique_Vante 175, ,5 Lastro FD 01 BE 6,063 6,216 Pique_Re BE 59,573 61,074 Lastro FD 01 BB 6,063 6,216 Pique_Re BB 59,573 61,074 Lastro FD 02 BE 14,642 15,011 Água Doce BE 01 47,438 47,438 Lastro FD 02 BB 14,642 15,011 Água Doce BB 01 47,438 47,438 Lastro FD 03 BE 46,175 47,339 Água Doce CE 134, ,452 Lastro FD 03 BB 46,175 47,339 Óleo Diesel BE 61,451 51,619 Lastro FD 04 BE 68,217 69,936 Óleo Diesel BB 61,451 51,619 Lastro FD 04 BB 68,217 69,936 Óleo Diesel CE 79,262 66,58 Lastro FD 05 BE 74,583 76,462 Sedimentação 10,524 8,841 Lastro FD 05 BB 74,583 76,462 Serviço 10,524 8,841 Lastro FD 06 BE 75,907 77,82 Óleo Lubrificante 8,638 7,947 Lastro FD 06 BB 75,907 77,82 Séptico 11,868 10,835 Lastro FD 07 BE 74,383 76,257 Cimento 01 75, ,833 Lastro FD 07 BB 74,383 76,257 Cimento 02 75, ,859 Lastro FD 08 BE 36,464 37,383 Cimento 03 75, ,859 Lastro FD 08 BB 36,464 37,383 Cimento 04 75, ,833 Lastro FD 09 BE 8,423 8,635 Cimento 05 75, ,833 Lastro FD 09 BB 8,423 8,635 Salmoura BE , ,066 Lastro FD 10 BE 4,16 4,265 Salmoura BB , ,066 Lastro FD 10 BB 4,16 4,265 Salmoura BE , ,066 Lastro CD 01 BE 28,955 29,684 Salmoura BB , ,066 Lastro CD 01 BB 28,955 29,684 Salmoura BE , ,066 Lastro CD 02 BE 23,602 24,196 Salmoura BB , ,066 Lastro CD 02 BB 23,602 24,196 Salmoura BE , ,589 Lastro CD 03 BE 33,135 33,97 Salmoura BB , ,589 Lastro CD 03 BB 33,135 33,97 Oil Base Mud BE , ,676 Lastro CD 04 BE 40,784 41,811 Oil Base Mud BB , ,676 Lastro CD 04 BB 40,784 41,811 Oil Base Mud BE , ,92 Lastro CD 05 BE 42,842 43,922 Oil Base Mud BB , ,92 Lastro CD 05 BB 42,842 43,922 Oil Base Mud BE , ,228 Lastro CD 06 BE 42,815 43,894 Oil Base Mud BB , ,228 Lastro CD 06 BB 42,815 43,894 Oil Base Mud BE , ,228 Lastro CD 07 BE 43,077 44,162 Oil Base Mud BB , ,228 Lastro CD 07 BB 43,077 44,162 Water Base Mud BE , ,82 Lastro CD 08 BE 42,599 43,673 Water Base Mud BB , ,82 Lastro CD 08 BB 42,599 43,673 Water Base Mud BE , ,734 Lastro CD 09 BE 65,661 67,316 Water Base Mud BB , ,734 Lastro CD 09 BB 65,661 67,316 N-Parafina BE , ,05 Lastro CD 10 BE 106, ,931 N-Parafina BB , ,05 Lastro CD 10 BB 106, ,931 Lastro CD 11 BE 100, ,821 Lastro CD 11 BB 100, ,821 43

54 A compartimentação destes tanques foi realizada no software Hydromax do pacote Maxsurf [20]. A escolha de tanques em forma de silo para o granel sólido permite o escoamento das partes sólidas para o centro do tanque, facilitando o seu manuseio. No software também foram adicionados os tanques de consumíveis e lastro, bem como os compartimentos. A seguir, o esquema ilustrativo dos tanques no Hydromax: Figura 38 - Arranjo dos Tanques no Hydromax 16. Resistência Longitudinal Módulo de Seção Mínimo longitudinal ABS Parte 3, Capítulo 2, Seção 1, 3.1 O módulo de seção mínimo longitudinal é dado pela seguinte regra: SM = C 1 C 2 L 2 B(C b + 0,7) = 1,32 m³ (21) RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap. H1 O módulo de seção mínimo longitudinal é dado pela seguinte regra: W mín = K [(9,14 0,8(3 0,01L) 3 2 ] (Cb + 0,7)BL 2 = 1,18 m³ (22) Tabela 26 - Comparação do módulo de seção mínimo exigido por regra Comparação do módulo de seção mínimo da seção mestra ABS RBNA 1,32 m³ 1,18 m³ 44

55 16.2. Momento fletor de onda a meia nau ABS Parte 3, Cap. 2, Seção 1, O momento fletor de onda a meia nau é composto por: Momento fletor em tosamento: M ws = k 1 C 1 L 2 B(C b + 0,7)x10 3 = kn. m (23) Momento fletor de alquebramento: M wh = k 2 C 1 L 2 BC b x10 3 = kn. m (24) Inércia mínima da seção mestra ABS Parte 3 Cap. 2 Seção I = L (SM)/33,3 =3,25 m 4 (25) RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap. H1 I mín = C 1 W mín L = 2,90 m4 (26) Tabela 27 - Comparação da inércia mínima da seção mestra exigida por regra Comparação da inércia mínima da seção mestra ABS RBNA 3,25 m 4 2,90 m 4 45

56 17. Estrutura Para esta parte do relatório deverão ser calculadas as espessuras das chapas a serem utilizadas no fundo, costado, castelo de proa, túnel do bow thruster, longarinas, hastilhas assim como as espessuras das chapas utilizadas em todos os conveses. Visando a nacionalização da embarcação, usaram-se regras da RBNA - Regras para Classificação e Construção de Navios de Aço em Mar Aberto [1] e ABS Steel Vessels Under 90 Meters (295 Feet) in Length [2]. Mostrou-se comparação das duas, porém utilizaram-se as da ABS por estarem mais completas. Como se poderá ver, de um modo geral, há uma concordância razoável de valores exigidos para espessuras. Para definir a espessura das chapas será utilizado o catálogo da empresa PauliSteel [21]: Tabela 28 - Espessuras comerciais Fundo As espessuras e módulos de seção requeridos e calculados dos reforçadores primários e secundários do fundo da embarcação são apresentados a seguir: 46

57 Espessura do Fundo ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção A regra estipula que a espessura do chapeamento para o fundo a embarcação não deverá ser menor que a obtida pela seguinte fórmula: t = s h + 2,5 mm (27) 254 t = 9,82 mm t comercial = 10,32 mm RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F1 A espessura mínima do fundo nas extremidades será correspondente ao maior dos seguintes valores: e e = 0,85 L = 7,688 mm (28) e e = 0,006 E d = 10,019 mm (29) e e = 0,01 E = 6,5 mm (30) Portanto o valor mínimo é de 10,019 mm. A espessura comercial imediatamente superior a este valor corresponde a 10,32 mm. Tabela 29 - Comparação de espessuras do fundo Comparação da espessura do fundo ABS RBNA 10,32 mm 10,32 mm Espessura do Fundo duplo ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção Para o fundo duplo, a regra estipula que a espessura da chapa irá ser determinada de acordo com a seguinte fórmula: 47

58 t = 0,037L + 0,009s + c (31) Para a praça de máquinas: t = 10,38 mm t comercial = 11,11 mm (32) Para as demais regiões: t = 8,38 mm t comercial = 8,73 mm (33) RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F1 A espessura do fundo duplo é o maior valor entre: e = 0,01 E = 6,5 mm (34) e = 0,0042 E p 0,4 + c = 10,852 mm (35) Portanto, o valor mínimo é de 10,852 mm, sendo o valor comercial imediatamente acima deste, correspondente a 11,11 mm. Tabela 30 - Comparação de espessura mínima do fundo duplo exigida por regra Comparação da espessura do fundo duplo ABS RBNA 11,11 mm 11,11 mm Espessura das longarinas ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção A regra estipula a seguinte fórmula para espessura de longarinas: t = 0,056L + 5,5 mm (36) t = 10,08 mm t comercial = 10,32 mm 48

59 RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F1 A espessura mínima das longarinas é calculada de acordo com: e = 0,01h fd 1,0 mm = 12,0 mm (37) A espessura comercial acima deste valor é de 12,70 mm. Tabela 31 - Comparação da espessura mínima das longarinas exigida por regra Comparação da espessura das longarinas ABS RBNA 10, 32 mm 12,70 mm Espessura das hastilhas gigantes ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção A regra estipula que para hastilhas com espaçamento máximo de 3,66 m, a espessura da hastilha deverá ser considerada igual à espessura das longarinas laterais. Portanto a espessura utilizada será: t = 7,94 mm (38) abaixo: RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F1 A espessura mínima das hastilhas é calculada de acordo com a fórmula e = 0,01h fd 1,0 mm = 12,0 mm (39) A espessura comercial acima deste valor é de 12,70 mm. 49

60 Tabela 32 - Comparação da espessura mínima das hastilhas exigida por regra Comparação da espessura das hastilhas ABS RBNA 10, 32 mm 12,70 mm Espessura do túnel do bow-thruster ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção 2-7 A região que abriga o Bow Thruster deverá possuir uma espessura de chapeamento diferente do resto da embarcação, uma vez que a mesma estará sujeita não só ao peso do Bow thruster, como às forças realizadas pelo mesmo. t = 0,008d + 3,3 = 27,3 mm (40) t comercial = 28,58 mm Reforçadores secundários do fundo ABS - Parte 3 - Capítulo 2-Seção A regra estipula um módulo de seção mínimo: SM = 7,8chsl² cm³ (41) Para as regiões de carga: Para regiões fora de tanques: SM mín = 47,16cm³ SM mín = 37,73 cm³ RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.E4 W = 7pEl² = 260,46 cm³ (42) 50

61 Tabela 33 - Comparação do módulo de seção mínimo dos reforçadores do fundo exigido por regra Módulo de seção requerido para reforçadores do fundo ABS RBNA 47,16 cm³ 260,46 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: Módulo de seção = 49,3 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras do RBNA: Módulo de seção = 281,1 cm³ Reforçadores secundários do fundo duplo ABS - Parte 3 - Capítulo 2-Seção Módulo de seção mínimo: SM = 7,8chsl² = 47,16 cm³ (43) RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.E4 Equação geral de módulos resistentes: W = 7pEl² = 218,14 cm³ (44) Tabela 34 - Módulo de seção mínimo dos reforçadores do fundo duplo exigido por regra Módulo de seção requerido para reforçadores do fundo duplo ABS RBNA 47,16 cm³ 218,14 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: Módulo de seção = 48,43 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras do RBNA: 51

62 Módulo de seção = 231,709 cm³ Hastilhas ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção Módulo de seção mínimo: SM = 7,8chsl²cm³ (45) Para as regiões de carga: Para regiões fora de tanques: SM mín = 235,81 cm³ SM mín = 188, 65 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: Módulo de seção = 38693,52 cm³ Costado Espessura do costado ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção A regra estipula que o a espessura não deve ser inferior a: t = s h + 2,5 = 9,44 mm (46) 268 t comercial = 9,53 mm RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F3 A espessura do costado a meia nau será igual ao maior valor entre a espessura do fundo e o calculado pela fórmula abaixo: e = 0,095 L + 0,0063 (E E 0 ) + 1,8 mm = 9,801 mm (47) 52

63 Portanto, o valor da espessura do costado será igual ao valor da espessura do fundo e correspondente a 10,32 mm. Tabela 35 - Comparação de espessuras do costado exigidas por regra Comparação da espessura do costado ABS RBNA 9,53 mm 10,32 mm Espessura do costado duplo O costado duplo será considerado como uma antepara estanque e terá sua espessura calculada conforme a regra para a mesma, explicitada a seguir: ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção Para realizar o cálculo das espessuras referentes às anteparas estanques, a regra estipula a seguinte formulação: t = sk qh c + 1,5 = 7,74 mm (48) t comercial = 7,94 mm RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap. F2 O chapeamento de anteparas de tanques terá como espessura mínima o maior dos valores abaixo: e = 0,004 E h + 2 = 8,73 mm (49) e = 0,8 L = 7,236 mm (50) O valor comercial da espessura será de 8,73 mm. Tabela 36 - Comparação de espessura mínima do costado duplo exigida por regra Comparação de espessuras do costado duplo ABS RBNA 7,94 mm 8,73 mm 53

64 Reforçadores secundários ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção SM = 7,8chsl² = 248,65 cm³ (51) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 260,176 cm³ Para o costado duplo o resultado foi: SM = 263,31 cm³ RBNA - Fascículo 6 - Parte II - Título 47 - Seção 2 - Cap. F3 Na área sujeita a choques, o módulo de seção para estrutura transversal do costado deve ser aumentado em 25% em relação ao calculado por: RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap. F3 O módulo de seção mínimo é calculado a partir de: W = 0,887 E l² (5 h + 3 l sen α) = 242,151 cm³ (52) Perfil de reforçador de costado para atender a regra do RBNA: SM = 244,02 cm³ Perfil de reforçador de costado duplo para atender a regra do RBNA: SM = 247,282 cm³ Tabela 37 - Módulo de seção mínimo para reforçadores do costado exigido por regra Módulo de seção requerido para reforçadores do costado e costado duplo ABS RBNA 248,65 cm³ 242, 151 cm³ 54

65 Cavernas gigantes ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção Para o dimensionamento das cavernas gigantes será utilizada a mesma fórmula usada anteriormente: SM mín = 3488,136 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 26900,63 cm³ RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap. F3 Módulo de seção mínimo: W = 0,887 E l² (5 h + 3 l sen α) = 1210,755 cm³ (53) Perfil calculado para atendimento às regras do RBNA: SM = 29598,837 cm³ Tabela 38 - Comparação de módulo de seção mínimo das cavernas gigantes exigido por regra Módulo de seção requerido para cavernas gigantes ABS RBNA 3488,136 cm³ 1210,755 cm³ Escoas ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção O módulo de seção mínimo para o cálculo do dimensionamento das escoas será dada de acordo com a seguinte fórmula: 55

66 SM mín = 7,8chsl² = 1387,076 cm³ (54) Perfil das escoas, representadas pela extensão do tween deck: SM = 22819,06 cm³ Conveses Espessura dos conveses ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção O cálculo da espessura do chapeamento nos conveses irá variar de acordo com a seguinte fórmula: t = s h + 2,5 mm (55) 254 Convés principal: De acordo com uma recomendação da Petrobras, a carga máxima que cada convés pode suportar é de 5000 kgf/m², então foi realizada uma regra de proporcionalidade para poder se calcular o valor correto de h para o convés principal. Obteve-se então um valor h = 6,94 m. t = 9,24 mm (56) t comercial = 9,53 mm RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F4 Espessura mínima do convés nas extremidades será no mínimo o maior dos seguintes valores: e e = 0,85 L = 7,688 mm (57) e = 0,006 E d = 10,019 mm (58) e e = 0,01 E = 6,5 mm (59) O valor já alterado para a espessura comercial disponível é de 10,32 mm. 56

67 A espessura mínima do convés a meia nau será no mínimo igual à espessura nas extremidades ou ao maior dos seguintes valores: e CR = 0,01 E p = 15,928 mm (60) e = 0,066L + 3,5 = 8,899 mm (61) p 1 = 5 t/m² (Especificação da Petrobras) p = 0,85 + 0,008L + (p 1 0,5) = 6,0 t/m² (62) O valor comercial correspondente à espessura mínima é de 16,0 mm. Tabela 39 - Comparação de espessura mínima do convés principal exigida por regra Comparação da espessura do convés principal ABS RBNA 9, 53 mm 16,00 mm Tween Deck: t = 6,72 mm t comercial = 7,14 mm RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F4 O valor mínimo será igual ao valor da espessura do convés nas extremidades: t = 10,32 mm Tabela 40 - Comparação da espessura mínima do tween deck exigida por regra Comparação da espessura do tween deck ABS RBNA 7,14 mm 10,32 mm 57

68 Vaus ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção O módulo de seção mínimo para o cálculo do dimensionamento dos reforçadores dos Vaus será dado de acordo com a seguinte fórmula: SM mín = 7,8chsl² = 2051,322 cm³ (63) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 2250,12 cm³ RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap. F4 W = 7pEl² = 1579,118 cm³ (64) Perfil calculado para atendimento às regras do RBNA: SM = 1627,53 cm³ Tabela 41 - Módulo de seção mínimo para vaus do convés principal exigido por regra Módulo de seção requerido para vaus do convés principal ABS RBNA 2051,322 cm³ 1579,118 cm³ Sicordas ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção A regra estipula que o módulo de seção não deverá ser menor do que o valor obtido através da seguinte fórmula: SM mín = 7,8cbhl² cm³ (65) Sicordas do convés principal: 58

69 SM mín = 1176,494 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 1239,39 cm³ RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F4 W = 7pEl 2 (0,008L + 1) = 2497,356 cm³ (66) Perfil calculado para atendimento às regras do RBNA: SM = 2501,511 cm³ Sicordas do Tween Deck: ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção SM mín = 672,282 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 678,966 cm³ Reforçadores secundários O cálculo do módulo de seção requerido para os reforçadores secundários é análogo ao apresentado anteriormente. Transversais do convés principal: ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção SM mín = 246,159 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: 59

70 SM = 267,08 cm³ RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.E4 Equação geral de módulos resistentes: W = 7pEl² = 315,824 cm³ (67) Transversais do Tween Deck: ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção SM mín = 93,774 cm³ Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 98,858 cm³ Superestrutura Espessura dos conveses Espessura mínima: t = s h + 2,5 = 5,46 mm (68) 254 t comercial = 5,56 mm Cavernas gigantes ABS Parte 3 Cap. 2 Seção 5, 5.3 SM = 7,8chsl² = 737,69 cm³ (69) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: 60

71 SM = 751,95 cm³ Cavernas simples ABS Parte 3 Cap. 2 Seção SM = 7,8chsl² = 147,53 cm³ (70) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 161,928 cm³ Reforçadores secundários dos conveses ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção Para os reforçadores utilizados na superestrutura será utilizada a mesma regra utilizada para os reforçadores de convés, porém alguns parâmetros utilizados nas fórmulas irão mudar. Convés A SM mín = 39,32 cm³ (71) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 52,63 cm³ Convés B SM mín = 34,04 cm³ (72) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 46,54 cm³ 61

72 Conveses C e D SM mín = 28,77 cm³ (73) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: Anteparas SM = 41,046 cm³ Espessura das anteparas Para realizar o cálculo das espessuras referentes às anteparas estanques, a regra estipula a seguinte formulação: t = sk qh c + 1,5 mm (74) Antepara de colisão de vante: t = 8,07 mm t comercial = 8,73 mm Antepara de colisão de ré: t = 5,29 mm t comercial = 5,56 mm Anteparas de tanques: t = 7,74 mm t comercial = 7,94 mm RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F2 Chapeamento de anteparas estanques comuns terá como espessura o maior dos valores abaixo, em mm: e = 0,8 L (75) Para anteparas de colisão: e = 0,004 E h + 2 (76) 62

73 Para demais anteparas: e = 0,0035 E h + 2 (77) Antepara de colisão de vante: Maior valor entre: e = 0,8 L = 7,236 mm (78) e = 0,004 E h + 2 = 8,73 mm (79) Logo, a espessura comercial desta antepara é de 8,73 mm. Antepara de colisão de ré: Maior valor entre: e = 0,8 L = 7,236 mm (80) e = 0,004 E h + 2 = 6,808 mm (81) Logo, a espessura comercial desta antepara é de 7,94 mm. Demais anteparas estanques: Maior valor entre: e = 0,8 L = 7,236 mm (82) e = 0,0035 E h + 2 = 7,889 mm (83) Logo, a espessura comercial desta antepara é de 7,94 mm. RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F2 O chapeamento de anteparas de tanques terá como espessura mínima o maior dos valores abaixo: e = 0,004 E h + 2 = 8,73 mm (84) e = 0,8 L = 7,236 mm (85) O valor comercial da espessura será de 8,73 mm. 63

74 Tabela 42 - Comparação da espessura mínima das anteparas exigida por regra Comparação da espessura das anteparas ABS RBNA Antepara de colisão de vante 8,73 mm 8,73 mm Antepara de colisão de ré 5,56 mm 7,94 mm Anteparas estanques comuns 7,94 mm 7,94 mm Anteparas de tanques 7,94 mm 8,73 mm Prumos ABS - Parte 3 - Capítulo 2 - Seção SM = 7,8chsl² = 266,283 cm³ (86) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 268,852 cm³ RBNA - Fascículo 2 - Parte II - Título 11 - Seção 2 - Cap.F3 W = 1,19E l² (5h + 3l) = 594,159 cm³ (87) Perfil calculado para atendimento às regras da ABS: SM = 613,545 cm³ Tabela 43 - Comparação do módulo de seção requerido para os prumos exigido por regra Módulo de seção requerido para prumos das anteparas ABS RBNA 266,283 cm³ 594,159 cm³ 64

75 A seguir, a seção mestra cotada no software AutoCAD [22]: Figura 39 - Seção Mestra do PSV de acordo com regras ABS 18. Módulo de Seção e Inércia Após a determinação de todos os reforçadores e chapas utilizados na embarcação é possível realizar um cálculo referente ao módulo de seção total da embarcação, para assim comparar com o módulo de seção mínimo requerido. Elaborou-se uma tabela no Excel com os valores correspondentes aos comprimentos e espessuras das chapas e reforçadores para cálculo de módulo de seção e momento de inércia. Pode-se notar que não foram incluídas as sicordas calculadas previamente, pois a estrutura já atendia aos requisitos mínimos de inércia e módulo de seção, de forma que a presença das mesmas, além de desnecessária do ponto de vista de resistência longitudinal, acarretaria em um aumento do peso de aço, não justificado. A seguir o cálculo de inércia e módulo de seção da seção mestra: 65

76 Tabela 44 - Módulos de seção e inércia calculados Na tabela a seguir são mostrados os valores mínimos exigidos pelas sociedades classificadoras para o módulo de seção e inércia longitudinal da seção mestra, bem como o valor calculado para a estrutura definida: Tabela 45 - Resumo dos requisitos de módulo de seção e inércia da seção mestra Módulo de Seção (m³) Inércia (m 4 ) Exigido ABS 1,32 3,25 Exigido RBNA 1,18 2,90 Calculado 1,989 9,82 Observa-se que a estrutura atende tanto às inércias mínimas quanto ao módulo de seção mínimo da seção mestra de ambas as regras. 19. Peso leve e centro de gravidade O peso leve da embarcação é definido como sendo o peso da embarcação com todos seus equipamentos e máquinas prontos para funcionar, portanto este engloba o peso de todo o aço utilizado na embarcação, peso do casco, de equipamentos, motores, tubulações, âncoras, amarras, fluidos de lubrificação para funcionamento do motor, etc Peso de outfitting Entende-se como outfitting (para outfitting, tubulação e joiner) o conjunto de diversos equipamentos e objetos encontrados no navio, desde tubulações, dutos, 66

77 válvulas, âncoras, amarras, equipamentos de salvatagem até os próprios móveis, camas, mesas, forração, etc. Para determinar o peso total relacionado ao outfitting foi utilizado o gráfico utilizado no artigo Some Ship Design Methods [23]: Gráfico 6 Peso do outfitting x Comprimento do navio O fator obtido através deste gráfico multiplicado pela boca e comprimento da embarcação fornece o peso do outfitting, cujo centro de gravidade pode ser estimado como uma posição intermediária entre a região de carga e a superestrutura do navio. Traçando uma reta a partir do tamanho da embarcação, foi visto que a mesma intercepta a extrapolação da reta referente a cargas sofisticadas, na junção das duas retas. A razão peso do outfitting por comprimento x boca ficou em 0,39. Para determinar então o valor do peso do outfitting foi feita o seguinte cálculo: F = fator retirado do gráfico L = 81,81 m B = 19,0 m F = Peso outfiting L B Peso outfiting = 606,33t (90) Para determinar a posição do centro de gravidade do outfitting considerou-se que existe uma grande quantidade de tubulações e válvulas localizadas nas regiões de carga na região de meia nau, é levado em conta também que há uma grande quantidade de móveis, e equipamentos na região da superestrutura. Com isso foi determinado que a posição do centro de gravidade do outfitting será em uma região 67

78 entre a superestrutura e a meia nau. A posição do centro de gravidade será aproximada por: Xg out = 50,0 m Zg out = 3,50 m Peso dos gensets O peso dos gensets foi determinado de acordo com a própria especificação do folheto do motor. O peso do conjunto de quatro geradores incluindo o auxiliar é de: Peso total gensets = 180 ton Para determinar a posição longitudinal e vertical do conjunto de motores, será definido um ponto médio relativo ao comprimento dos motores e a sua altura. Xg out = 66,7 m Zg out = 3,30 m Peso dos azimutais Como a embarcação possui dois propulsores azimutais o peso total será de: Peso total azimutal = 98 t Para determinar a posição do centro de gravidade dos propulsores azimutais será utilizado um centro geométrico baseado nas dimensões e posição dos propulsores. Xg az = 6,5 m Zg az = 4,9 m Peso dos bow-thrusters A embarcação possui dois Bow-thrusters com o peso total de: Peso total bow thrusters = 45 t 68

79 O processo utilizado para definir a posição do centro de gravidade dos bow thruster, será o mesmo que foi utilizado para a determinação dos centros de gravidade dos motores e dos propulsores azimutais. Portanto o valor será: Xg bt = 78,0 m Zg bt = 4,3 m Peso dos sistemas auxiliares Para se determinar o peso dos sistemas auxiliares, foi necessário consultar o livro Practical Ship Design [24], onde é apresentado um gráfico que relaciona o peso total dos sistemas auxiliares com a potência em MCR (Maximum Continuous Rating) dos motores. A potência em MCR foi calculada da seguinte maneira: MCR = 85% = 6630 (91) Este valor de MCR foi então inserido no gráfico abaixo e, de acordo com a curva correspondente, obteve-se o peso do maquinário auxiliar: Gráfico 7 - Peso dos sistemas auxiliares Peso auxiliares = 350 ton 69

80 O centro de gravidade dos sistemas auxiliares foi aproximado pela posição da praça de máquinas e a localização dos diesel-geradores dentro dela. Estes sistemas incluem entre diversos equipamentos, o gerador de emergência da embarcação. Xg sa = 60,0 m Zg sa = 3,3 m Peso da ponte rolante A posição do centro de gravidade da ponte rolante é variável em vista de sua mobilidade e foi tratada, portanto, como o valor longitudinal sendo a meia nau e o valor vertical correspondente a altura máxima do horse bar. O peso referente à ponte rolante pode ser obtido através das especificações do fabricante Triplex MDH 22 [14], sendo definido como seis toneladas. O centro de gravidade foi determinado como: Peso ponte rolante = 6 t Xg pr = 43,0 m Zg pr = 11,0 m Peso do aço A estimativa do peso de aço foi realizada no software Rhinoceros [25] com o auxílio de superfícies e ferramentas capazes de calcular o centroide de cada uma delas. A modelação dos reforçadores foi feita com base nas dimensões calculadas pelas regras da ABS [2]. Primeiramente, cada superfície foi separada e em uma planilha colocada a espessura da chapa que a representa e o valor do centroide longitudinal e vertical. Depois deste processo, um cálculo de momentos de massa possibilitou a obtenção do centro de gravidade do conjunto. A seguir as representações das superfícies: Figura 40 - Estrutura do PSV 70

81 Figura 41 - Superfície do casco e conveses Figura 42 Silos, anteparas transversais e longitudinais de tanques e reforçadores secundários. Figura 43 - Reforçadores Gigantes da Estrutura e reforçadores da superestrutura Figura 44 - Vista do convés e horse bar 71

82 O peso total do aço foi calculado da seguinte maneira: Volume reforço = área reforçador/chapa espessura reforçador/chapa (92) A área do reforço foi determinada a partir do programa, e a espessura determinada a partir da regra aplicável a aquele reforço. Para se determinar o peso do aço empregado em cada reforçador foi utilizado o peso específico do aço naval como sendo 7,85 t/m³. Peso total = Peso dos reforçadores + Peso das chapas (93) Após determinar o peso de cada reforçador, é necessário determinar a sua influência na obtenção de uma posição para o centro de gravidade da embarcação. O momento de peso é obtido a partir da multiplicação do peso do reforçador pela sua determinada posição longitudinal e vertical. A determinação da posição final do centro de gravidade da embarcação consiste em dividir o somatório dos momentos de peso pelo peso total da embarcação. O valor calculado para o peso de aço foi de 1208,96 t. Ainda foi necessário adicionar uma margem de peso referente ao peso de solda e de tinta, sendo o peso de tinta referente a 1% do peso de aço, e o peso de solda referente a 3% do mesmo. A tabela a seguir apresenta os cálculos de pesos e momentos descritos: 72

83 Tabela 46 - Pesos e momentos da estrutura Local Superfície Área (m²) xg (m) zg (m) Espessura (mm) Volume (m³) Peso (ton) Mom. Massa em X (ton.m) Mom. Massa em Z (ton.m) Superestrutura Casco Gigantes Anteparas de Tanques Conveses Secundários Cavernas Sup. 135,77 73,6 14 5,56 0,7549 5, , , transv. Sup , ,49 1, , , ,46612 A - Deck 160,5 70,8 11 5,56 0,8924 7, , , B - Deck 173,8 71,4 14 5,56 0,9663 7, , ,16518 C - Deck 188,4 72,1 16 5,56 1,0475 8, , ,85566 D - Deck 203,9 72,9 19 5,56 1,1337 8, , ,86885 transv. Conveses 139,74 71,5 15 5,56 0,777 6, , , Fundo ,8 0,2 9,53 5, , ,462 9, Costado 1049,9 48,9 7,4 9,53 10,006 78, , ,86592 Hastilhas 167,39 47,4 0,7 7,94 1, , , , Cavernas Gigantes 136,03 46,5 4,6 5,56 0,7563 5, , , Vaus ,5 7,5 12,7 2, , , ,20101 Longarinas ,4 0,7 10,32 2,064 16, , ,34168 Costado Duplo 433,36 42,3 4,9 7,94 3, , , ,54306 Anteparas Long. 521,14 33,4 4,5 7,94 4, , , ,51997 Anteparas Transv. 801,07 42,1 5,8 7,94 6, , , ,59197 Silos 205,22 49,4 4,7 7,94 1, , , , Fundo Duplo 530,4 48,5 1,3 10,32 5, , , , Main Deck 734,7 39,1 8 9,53 7, , , ,70619 Tween Deck 539,53 39,6 4,2 7,14 3, , , ,10129 transv. Fundo 141,66 47,2 0,3 5,56 0,7876 6, , , transv. Fundo 114,49 48,5 1,2 5,56 0,6366 4, , , transv. duplo Tween 222,47 37,8 4 9,53 2, , , ,07166 Deck transv. Main Deck 264,86 38,8 7,9 9,53 2, , , ,74047 Transv. Costado 241,32 37,5 4,6 13,49 3, , , ,29719 Transv. Costado 151,86 43,7 4,9 13,49 2, , , , Duplo Horse-Bar Horse Bar 367,77 31,1 9,5 9,53 3, , , ,99839 Túnel Thruster Tunel dos 92,5 77,7 2,9 10,32 0,9546 7, , , Thrusters 1/2 seção 77, , , ,7951 Peso aço = 1257,68 t Xg aço = 45,75 m Zg aço = 5,88 m Peso Leve e CG final Após os cálculos referentes aos centros de gravidade de todos os itens acima, assim como os seus pesos,é possível determinar um peso leve e um centro de gravidade final para a embarcação. 73

84 Dividindo o somatório dos momentos de massa em X e em Z pelo somatório dos pesos, é possível determinar então as seguintes coordenadas para o centro de gravidade da embarcação: Tabela 47 - Peso Leve e Centro de Gravidade dos Equipamentos Peso (ton) xg (m) zg (m) Mom. X (ton.m) Mom. Z (ton.m) MCA s ,7 3, Bow Thrusters , ,5 Azipods 94 6,5 4, ,6 Ponte Rolante Total ,1 Tabela 48 - Peso Leve e Centro de Gravidade Final Peso (ton) xg (m) zg (m) Mom. X (ton.m) Mom. Z (ton.m) Aço 1257,68 45,75 5, , ,27 Outfitting 606,33 50,00 3, , ,16 Equipamentos 325,00 50,42 4, , ,10 Sist. Auxiliares 350,00 60,00 3, , ,00 Total 2539, , ,52 Peso leve (ton) XG (m) ZG (m) 2539,01 49,33 4,72 Por fim, depois de identificados todos os componentes de equipamentos, sistemas e aço, novamente calculou-se o momento de massa total, que dividido pela massa total do sistema, resultou nas coordenadas longitudinal e vertical do centro de gravidade da embarcação leve. Vale lembrar que o componente transversal foi assumido como zero supondo a simetria do navio nesta fase do projeto. Tabela 49 - Peso leve e Centro de gravidade leve Peso leve (ton) XG (m) ZG (m) 2539,01 49,33 4, Condições de Carregamento Além das condições A e B especificadas pela PETROBRAS, foram testadas combinações de segregações e cargas no convés a fim de ratificar a segurança da 74

85 embarcação em condições adversas. Combinações de uma, duas ou três cargas, bem como a condição leve para situações de sobrevivência de partida e chegada, onde os consumíveis variam de 100% a 10% resultando em 133 condições de carregamento. Os critérios para a escolhas destas condições levavam em conta a capacidade máxima de determinada carga combinada com composições das outras segregações. O plano de capacidades da embarcação é composto por todos os tanques desde consumíveis e cargas. Os tanques de serviço, segregação e óleo lubrificante foram calculados com informações específicas dos motores, especificações da PETROBRAS. As principais condições de carregamento, A e B, exigidas pela PETROBRAS são resumidas a seguir, juntamente com a tabela de segregações: Condição A: Totalmente Carregado Granel: 330 m³ Fluido A - Segregação m³ Fluido B - Segregação m³ Fluido C - Segregação m³ Fluido F m³ Água Potável consumo próprio 100 m³ Óleo Diesel consumo próprio 200 m³ Condição B: Granel: 0 (zero) m³ Fluido A - Segregação 1 90 m³ Fluido B - Segregação 2 60 m³ Fluido C - Segregação m³ Fluido F - 0 (zero) m³ Água Potável consumo próprio 30 m³ Óleo Diesel consumo próprio 100 m³ Tabela 50 - Tabela de segregações Segregação Fluido Tipo 1 A Oil Base Mud 2 B N-Parafina 3 C Water Base Mud 4 D, E ou F Drilling Brine Os demais carregamentos foram elaborados analisando diferentes combinações que abrangessem todas as combinações de 6, 5, 4, 3, 2, 1 ou 0 cargas (condição de lastro). O total resultou em 133 condições de carregamento: Tabela 51 - Condições de Carregamento Condições de Carregamento Consumíveis Esgoto Carga OD, OL, Água Séptico Salmoura Lama oleosa Lama líquida Cimento N-Parafina Convés Condição 1 A Condição 2 B Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Especificação Varia 100% Partida 100% 0% x x x x x - - x x - x - 75

86 Chegada 10% 100% Condição 3 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x x x x Condição 4 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x x x - Condição 5 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x x - x Condição 6 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x - x x Condição 7 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x - x x x Condição 8 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x - x x x x Condição 9 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% - x x x x x Condição 10 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x x - - Condição 11 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x - x - Condição 12 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x - - x Condição 13 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x - x x - Condição 14 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x - x - x Condição 15 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x - - x x Condição 16 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x - x x x - Condição 17 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x - x x - x Condição 18 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x - x - x x Condição 19 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x - - x x x Condição 20 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% - x x x x - Condição 21 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% - x x x - x Condição 22 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% - x x - x x Condição 23 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% - x - x x x Condição 24 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% - - x x x x Condição 25 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x x Condição 26 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x - x

87 Condição 27 Condição 28 Condição 29 Condição 30 Condição 31 Condição 32 Condição 33 Condição 34 Condição 35 Condição 36 Condição 37 Condição 38 Condição 39 Condição 40 Condição 41 Condição 42 Condição 43 Condição 44 Condição 45 Condição 46 Condição 47 Condição 48 Condição 49 Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% x x - - x - x x x x - x x - - x - x - x - x - x - - x x - - x x - x - - x - x x x x - x x x x x - x - - x x - - x - x - x x - - x - x - x - x - - x x - - x x x x x - x - - x - x x x x x x x x - x x - - x - - x x - x x Condição 50 Partida 100% 0% - x x Chegada 10% 100% Condição 51 Partida 100% 0% - x - x

88 Condição 52 Condição 53 Condição 54 Condição 55 Condição 56 Condição 57 Condição 58 Condição 59 Condição 60 Condição 61 Condição 62 Condição 63 Condição 64 Condição 65 Condição 66 Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% Partida 100% 0% Chegada 10% 100% - x - - x - - x x - - x x x - x x - - x x x x - x x x x x x x x x Análise de Equilíbrio O critério de aceitação adotado foi a inexistência de trim a vante e um valor máximo de 1,5% Lpp para o trim a ré, sempre respeitando o valor mínimo que possibilite a imersão do propulsor de modo a não prejudicar seu funcionamento. Este valor máximo de trim é de 1,23 m. Para todas as condições de carregamento, incluindo para isto o peso leve e centro de gravidade leve da embarcação, verificou-se que o critério de equilíbrio foi satisfeito em todos os casos, inclusive satisfazendo condições de ausência de lastro nas condições de partida e chegada. 78

89 Vale lembrar que as condições de partida e chegada correspondem a situações de sobrevivência, onde a carga e lastro são mantidos constantes e os consumíveis são reduzidos enquanto o tanque séptico é cheio durante a viagem. Tabela 52 - Avaliação do Equilíbrio das Condições de Carregamento Condições de Carregamento Lastro Trim Calado ré Calado vante Deslocamento (m) (m) (m) (ton) Especificação Condição 1 A Condição 2 B Partida - 0,305 5,902 5, Chegada - 1,225 6,144 4, Especificação x 0,198 3,804 3, Partida x 0,05 3,827 3, Chegada x 1,148 4,19 3, Cargas Condição 3 Condição 4 Condição 5 Partida - 0 5,999 5, Chegada - 0,243 5,932 5, Partida - 0,065 5,892 5, Chegada - 0,311 5,826 5, Partida - 0,156 5,916 5, Chegada - 0,404 5,851 5, Cargas 4 Cargas Condição 6 Condição 7 Condição 8 Condição 9 Condição 10 Condição 11 Condição 12 Condição 13 Condição 14 Condição 15 Condição 16 Partida 0,376 6,003 5, Chegada 0,628 5,941 5, Partida - 0 5,974 5, Chegada - 0,246 5,909 5, Partida - 0,332 5,862 5, Chegada - 0,579 5,797 5, Partida - 0,01 5,025 5, Chegada - 0,964 5,292 4, Partida - 0 5,784 5, Chegada - 0,925 6,029 5, Partida - 0,013 5,665 5, Chegada - 0,254 5,597 5, Partida - 0 5,782 5, Chegada - 0,924 6,027 5, Partida - 0,088 5,804 5, Chegada - 0,336 5,739 5, Partida - 0,039 5,799 5, Chegada - 0,287 5,734 5, Partida - 0,034 5,854 5, Chegada - 0,279 5,788 5, Partida - 0,079 5,809 5, Chegada - 0,327 5,744 5, Condição 17 Condição 18 Partida - 0,016 5,965 5, Chegada - 0,264 5,9 5, Partida - 0,083 5,801 5,

90 Chegada - 0,332 5,737 5, Cargas Condição 19 Condição 20 Condição 21 Condição 22 Condição 23 Condição 24 Condição 25 Condição 26 Condição 27 Condição 28 Condição 29 Condição 30 Condição 31 Condição 32 Condição 33 Condição 34 Condição 35 Condição 36 Condição 37 Condição 38 Condição 39 Partida - 0,09 5,84 5, Chegada - 0,34 5,776 5, Partida x 0,093 4,775 4, Chegada x 1,07 5,057 3, Partida - 0,061 5,709 5, Chegada - 0,98 5,952 4, Partida - 0,251 4,967 4, Chegada - 1,204 5,235 4, Partida - 0,016 5,959 5, Chegada - 0,265 5,895 5, Partida - 0,031 5,341 5, Chegada - 0,267 5,269 5, Partida - 0 5,784 5, Chegada - 0,927 6,03 5, Partida - 0,065 5,813 5, Chegada - 0,23 5,693 5, Partida - 0 5,761 5, Chegada - 0,158 5,638 5, Partida - 0,044 5,758 5, Chegada - 0,974 6,006 5, Partida - 0,067 5,803 5, Chegada - 0,315 5,739 5, Partida - 0,175 5,797 5, Chegada - 0,423 5,732 5, Partida - 0,14 5,821 5, Chegada - 0,306 5,702 5, Partida x 0,095 5,775 5, Chegada x 0,26 5,656 5, Partida - 0,037 5,791 5, Chegada - 0,967 6,038 5, Partida - 0,036 5,804 5, Chegada - 0,962 6,049 5, Partida x 0,164 5,619 5, Chegada x 1,09 5,866 4, Partida x 0,205 4,955 4, Chegada x 1,156 5,223 4, Partida x 0 5,656 5, Chegada x 0,925 5,902 4, Partida x 0,026 5,338 5, Chegada x 0,963 5,593 4, Partida - 0,03 5,408 5, Chegada - 0,968 5,662 4, Condição 40 Partida x 0,012 5,284 5, Chegada x 0,955 5,542 4,

91 2 Cargas 1 Carga Condição 41 Condição 42 Condição 43 Condição 44 Condição 45 Condição 46 Condição 47 Condição 48 Condição 49 Condição 50 Condição 51 Condição 52 Condição 53 Condição 54 Condição 55 Condição 56 Condição 57 Condição 58 Condição 59 Condição 60 Condição 61 Partida x 0,087 4,421 4, Chegada x 1,083 4,717 3, Partida - 0,039 4,983 4, Chegada - 0,996 5,252 4, Partida x 0,012 4,589 4, Chegada x 1,003 4,88 3, Partida - 0,05 4,666 4, Chegada - 1,035 4,954 3, Partida - 0,024 5,771 5, Chegada - 0,951 6,017 5, Partida x 0,229 5,873 5, Chegada x 0,634 5,806 5, Partida x 0,191 5,863 5, Chegada x 0,439 5,798 5, Partida x 0 5,633 5, Chegada x 0,216 5,548 5, Partida - 0,1 5,759 5, Chegada - 1,029 6,007 4, Partida x 0,049 4,991 4, Chegada x 1,006 5,26 4, Partida x 0,024 4,798 4, Chegada x 0,998 5,078 4, Partida x 0,041 4,786 4, Chegada x 1,014 5,066 4, Partida - 0,004 5,209 5, Chegada - 0,953 5,471 4, Partida x 0,114 4,021 3, Chegada x 1,138 4,336 3, Partida x 0,102 4,427 4, Chegada x 1,095 4,721 3, Partida - 0,071 4,593 4, Chegada - 1,061 4,884 3, Partida x 0,07 4,523 4, Chegada x 1,055 4,812 3, Partida - 0,092 4,746 4, Chegada - 1,075 5,031 3, Partida - 0,001 4,229 4, Chegada - 1,016 4,536 3, Partida x 0,021 5,746 5, Chegada x 0,186 5,626 5, Partida x 0,27 4,979 4, Chegada x 1,221 5,246 4, Condição 62 Condição 63 Partida x 0,131 4,296 4, Chegada x 1,131 4,596 3, Partida x 0,096 4,141 4,

92 Chegada x 1,107 4,449 3, Condição 64 Condição 65 Leve Condição 66 Partida x 0,195 4,366 4, Chegada x 1,191 4,663 3, Partida - 0,038 4,087 4, Chegada - 1,062 4,401 3, Partida x 0,054 3,904 3, Chegada x 1,088 4,225 3, Análise de Estabilidade Intacta A embarcação em qualquer condição de carregamento deve oferecer os seguintes requisitos mínimos de estabilidade, estabelecidos pelos critérios da regulamentação IMO A-749 [18]. A curva típica de estabilidade é exibida na figura abaixo: Gráfico 8 - Curva de Estabilidade Intacta Típica Os critérios são os seguintes: A área sob a Curva de Estabilidade Estática compreendida entre os ângulos de inclinação de 0 e 30 não deverá ser inferior a 0,055 m.rad. A área sob a Curva de Estabilidade Estática compreendida entre os ângulos de inclinação de 0 e 40, ou entre 0 e o ângulo de alagamento (_f ), caso este seja menor do que 40, não deverá ser inferior a 0,090 m.rad. A área sob a Curva de Estabilidade Estática compreendida entre os ângulos de inclinação de 30 e 40, ou entre 30 e o ângulo de alagamento (_f ), caso este seja menor do que 40, não deverá ser inferior a 0,030 m.rad. 82

93 O braço de endireitamento correspondente ao ângulo de inclinação de 30 não deverá ser menor do que 0,20 m. O braço de endireitamento máximo deverá ocorrer em um ângulo de inclinação maior ou igual a 25. A altura metacêntrica inicial (GM o ) não deve ser menor do que 0,15 m. Os critérios de estabilidade intacta estão definidos pela IMO A.749 para todos os tipos de embarcações e MODU CODE para plataformas. Tais critérios relacionam a curva de momento restaurador da embarcação e o momento emborcador gerado pelas condições ambientais. Nas condições estudadas, os critérios foram todos satisfeitos e a seguir está uma curva de estabilidade intacta típica deste navio, em carga máxima, para a Condição A, determinada pela PETROBRAS: : Initial GMt GM at 0,0 deg = 8,236 m Max GZ = 2,764 m at 36,4 deg. 2 GZ m 3.2.2: Severe w ind and rolling Wind Heeling (gust) : Severe w ind and rolling Wind Heeling (steady) Heel to Starboard deg. Figura 45 - Curva de estabilidade intacta da embarcação para condição A de partida Foram geradas 133 condições de carregamento abrangendo todas as combinações possíveis de quantidades de carga, onde todas estas satisfizeram os requisitos de estabilidade. Destas condições, 82 foram sem colocação de lastro, incluindo as condições 1 A da Petrobras e as condições de 6 e 5 cargas. Está apresentada a seguir uma seleção das 19 condições mais críticas para esta análise levando em consideração o deslocamento, trim e centros de gravidade mais altos, incluindo as condições definidas na licitação da Petrobras, a completa de 6 cargas e a condição leve. 83

94 23. Análise de Estabilidade em Avaria Para verificar a estabilidade da embarcação na condição de avaria, foi utilizado o critério de estabilidade em avaria da MARPOL. Os limites de trim e banda da estabilidade intacta não se aplicam para as condições avariadas. Isto principalmente, pois estas não constituem condições de navegação da embarcação. Os resultados foram igualmente satisfatórios, pois a embarcação foi submetida a condições desfavoráveis e passou nos critérios adotados. Neste caso não foram geradas oitenta e nove condições como no caso intacto, mas selecionadas as condições mais críticas de carregamento mencionadas para avaliação. O regulamento MARPOL 73/78 apresenta os cálculos necessários a se definir o comprimento da avaria do casco, tanto para fundo, quanto para costado. Esse comprimento é necessário para se determinar a quantidade de tanques a serem avariados tanto longitudinalmente quanto verticalmente, e de posse dessa informação, realizar as análises necessárias ao estudo de estabilidade em avaria. Segundo o anexo I da MARPOL ( Regulations for the Prevention of Pollution by Oil ), Capítulo III, Regulamento 22, a avaria é tratada como sendo tridimensional, ou seja, tendo as dimensões de um prisma nas direções longitudinal, transversal e vertical. A seguir são calculadas as máximas dimensões de avaria nessas três dimensões: Tabela 53 - Extensão da avaria de costado Costado Extensão Longitudinal 6,28 m Extensão Transversal 3,80 m Extensão Vertical Sem limitação Tabela 54 - Extensão da avaria de fundo Fundo Para 24,54 m a ré da PV Extensão Longitudinal Extensão Transversal Extensão Vertical 8,18 m 5,00 m 1,27 m 84

95 Tabela 55 Extensão da avaria no fundo Fundo Qualquer outra parte do navio Extensão Longitudinal 5,00 m Extensão Transversal 5,00 m Extensão Vertical 1,27 m Avarias de Costado Avaria 1 de costado Pique Tanque de Vante, Tanque de água doce, compartimento do Bow Thruster. Tanques avariados em vermelho nas figuras abaixo: Figura 46 - Avaria 1 de costado tanques Figura 47 - Avaria 1 de costado - Compartimento e tanque Avaria 2 de costado Compartimentos do Bow Thruster, Praça de Máquinas, Tanque de Água Doce, Costado duplo. Tanques avariados em vermelho nas figuras abaixo: Figura 48 - Avaria 2 de costado 85

96 Figura 49 - Avaria 2 de costado - continuação Avaria 3 de costado Pique Tanque de ré, Compartimento do Azimutal, Costado Duplo. Tanques avariados em vermelho na figura abaixo: Figura 50 - Avaria 3 de costado Avarias de Fundo Avaria 1 de fundo Óleo Diesel, Tanque de Sedimentação de Óleo Diesel, Tanque de serviço de Óleo Diesel, Tanque de Óleo Lubrificante, Tanque Séptico, Lastro Fundo Duplo, Compartimento do Bow Thruster, Praça de Máquinas. Tanques avariados em vermelho nas figuras abaixo: Figura 51 - Avaria 1 de fundo - tanques 86

97 Figura 52 - Avaria 1 de fundo - Compartimentos Avaria 2 de fundo Pique Tanques de ré, Compartimentos dos Azimutais. Tanques avariados em vermelho na figura abaixo: Figura 53 - Avaria 2 de fundo 24. Análise de Seakeeping Um estudo anterior preliminar de seakeeping mostrou resultados satisfatórios, porém gerados com dados ainda não disponíveis no projeto que foram, portanto, arbitrados conforme o julgamento dos projetistas. Na etapa presente concluiu-se a análise de maneira precisa. Para o comportamento em ondas foi feita uma estimativa utilizando o programa Seakeeper (Maxsurf, 2011) que utiliza a Teoria da Faixas, aplicado às configurações SBBR e X-Bow, em caráter comparativo. Conforme [26], o Seakeeper utiliza a Teoria das Faixas linearizada para calcular movimentos de Heave e Pitch acoplados e um sistema simplificado de massa-mola amortecido e forçado para os movimentos desacoplados de Roll. O RAO descreve como a resposta do navio varia com a frequência, normalmente adimensionalizado pela altura de onda. Em baixas frequências de encontro, o RAO tende à unidade, visto que o navio simplesmente se move para cima e para baixo com a onda. Em altas frequências, o RAO tende a zero, visto que o efeito de muitas ondas curtas se cancela ao longo do comprimento do navio. Próximo ao período natural do navio ocorre um pico devido à ressonância. Um RAO maior que a unidade indica que a resposta do navio é maior que a amplitude da onda. 87

98 Movimentos em diferentes graus de liberdade, geralmente acarretam em movimentos em outros graus. Este fenômeno chamado acoplamento acontece, em geral, se o centro de flutuação não está diretamente acima do centro de carena. Para embarcações simétricas, muitos destes efeitos podem ser desconsiderados por serem nulos ou serem relativamente pequenos. Na prática, Heave e Pitch são considerados acoplados e consideram-se separadamente os movimentos de Sway, Roll e Yaw. O movimento de Surge é normalmente desconsiderado. A altura significativa de onda (H1/3) adotada foi 2,01m (Mar 4) e o período médio TM foi de 5,1s, com uma velocidade de deslocamento de 15 nós para headseas (180 - ondas de proa). Com esses dados foi gerado um espectro de onda JONSWAP. A posição escolhida para análise dos dados foi na cabine de comando no convés do passadiço: altura de 19,20 m, posição longitudinal de 89,0 m e transversal de 0,0 m. O critério de comparação adotado foi o MSI (Motion Sickness Incidence), para longas exposições, apresentadas no resumo teórico do programa Seakeeper (Maxsurf, 2011). A aceleração de MSI depende da magnitude da aceleração vertical no ponto de interesse do navio. log( s 3 MSI% = 100 x φ { g ) μ MSI 0.4 } (94) z α = 2.128(log α) 9.277(log f e ) 5.809( log f e )² (95) z t = 1.134z α (log t) (96) α = s 3 g = g = m 4 (97) 2 α zrms = ω 4 e S z (ω e )dω e = m 4 (98) Software Seakeeper Numa análise comparativa no programa Seakeeper, o modelo SBBR 14 apresenta resultados melhores em relação ao modelo X-Bow sob as mesmas condições. O resultado de MSI é apresentado a seguir: 88

99 Figura 54 - Resultado de MSI para a embarcação X-Bow Figura 55 - Resultado de MSI para a embarcação SBBR Observou-se que em ambos os casos o critério de exposição de 8 horas com 10% de MSI foi atendido. Entretanto, ao comparar os resultados observa-se uma melhora significativa do modelo SBBR em relação ao X-Bow. Os valores máximos de acelerações verticais (heave) no passadiço e os respectivos períodos de onda são os seguintes: Tabela 56 Aceleração vertical máxima e frequência de encontro Embarcação Acceleration Encounter m/s² freq. (rad/s) SBBR 14 0,058 2,31 X-Bow 0,098 2,19 A partir destes valores pode-se calcular que o casco SBBR apresentou uma aceleração vertical no passadiço 40,82% menor que o modelo X-Bow. O critério do MSI parece mais interessante para comparação devido ao Swell de longa duração ao qual está exposta a Bacia de Santos, de acordo com as condições brasileiras. 89

100 Em relação ao critério de aceleração de RAO (Response Amplitude Operator) e a Resistência Adicional, os resultados são mostrados a seguir nos gráficos e tabelas a seguir para os modelos X-Bow e SBBR: Figura 56 - Resultado de Resistência Adicional e RAO para embarcação X-Bow Figura 57 - Resultado de Resistência Adicional e Heave RAO para embarcação SBBR Tabela 57 - Resistência Adicional máxima e frequência de encontro Modelo Added Resist. Encounter (kn/m²) freq. (rad/s) SBBR ,42 0,97 X-Bow 171,95 0,92 Observa-se que o modelo SBBR apresenta uma resistência adicional em torno de 25,87% pior em relação ao X-Bow. 90