ANÁLISE NUMÉRICO-EXPERIMENTAL DE ANOMALIA DE SISTEMA DE ANCORAGEM EM CATENÁRIA DEVIDO A FALHA DE MANILHAS DE LINHA DE POLIÉSTER. Rodrigo Reis Loureiro

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1 ANÁLISE NUMÉRICO-EXPERIMENTAL DE ANOMALIA DE SISTEMA DE ANCORAGEM EM CATENÁRIA DEVIDO A FALHA DE MANILHAS DE LINHA DE POLIÉSTER Rodrigo Reis Loureiro DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DA COORDENAÇÃO DOS PROGRAMAS DE PÓS-GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA OCEÂNICA. Aprovada por: Prof. Segen Farid Estefen, Ph.D. Prof. Murilo Augusto Vaz, Ph.D. Prof. Severino Fonseca da Silva Neto, D.Sc. Dr. Luiz Cláudio de Marco Meniconi, D.Sc. RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL JULHO DE 2007

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3 LOUREIRO, RODRIGO REIS Análise Numérico-Experimental de Anomalia de Sistema de Ancoragem em Catenária devido à Falha de Manilhas de Linha de Poliéster [Rio de Janeiro] 2007 XIII, 171p. 29,7 cm (COPPE/UFRJ, M.Sc., Engenharia Oceânica, 2007) Dissertação Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE 1. Falhas em Sistema de Ancoragem 2. Projeto e Certificação de Sistema de Ancoragem 3. Teste de Carga I. COPPE/UFRJ II.Título (Série) ii

4 Dedico esta vitória... Aos meus pais Hércules e Marly, que sempre me apoiaram e incentivaram, e continuam apoiando e incentivando, em todos os desafios da minha vida. Em especial à engenheira Leile Froufe, companheira em todos os momentos felizes e difíceis. Sua força, apoio e imensa ajuda na elaboração desta dissertação não têm preço e terão meu agradecimento eterno. iii

5 AGRADECIMENTOS À PETROBRAS, pela oportunidade para execução de mais esta etapa de minha formação acadêmica. Ao engenheiro Marco Antônio Maddalena, Coordenador do grupo naval do Suporte Técnico da UN-RIO na época de início do mestrado, que brigou, estimulou e incentivou os novos engenheiros de seu grupo a realizarem o mestrado. Ao engenheiro Carlos Cunha, Gerente do Suporte Técnico da UN-RIO, que deu a idéia do assunto e aprovou o estudo realizado nesta dissertação. Aos colegas do CENPES e E&P-SERV/US-SUB/ANC, em especial os engenheiros Ricardo Célio Freire Gonçalves e Alexandro Voronoff, pelo apoio e ajuda com as informações cedidas a respeito do caso estudado. Ao corpo de técnicos do Laboratório de Metalurgia Física (LAMEF) da Fundação Luiz Englert na Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), em especial os professores Telmo R. Strohaecker e Afonso Reguly, que auxiliaram na execução dos ensaios. Ao meu orientador Prof. Segen Farid Estefen, pela amizade, auxílio na condução e execução deste trabalho. À Leile, pela grande contribuição não só na ajuda da elaboração do capítulo referente às normas das Sociedades Classificadoras, mas também pelo apoio e palpites nas revisões dos demais capítulos. Aos meus pais, amigos e familiares pela força e apoio na elaboração deste trabalho e compreensão nos momentos de pânico e desespero que passei para concluir este desafio. Aos meus amigos de faculdade e trabalho, em especial João, Paula, Felipe e Bernardo, que no desespero de terminarem suas dissertações de mestrado, me estimularam a correr atrás e terminar a minha. iv

6 Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.) ANÁLISE NUMÉRICO-EXPERIMENTAL DE ANOMALIA DE SISTEMA DE ANCORAGEM EM CATENÁRIA DEVIDO A FALHA DE MANILHAS DE LINHA DE POLIÉSTER Rodrigo Reis Loureiro Julho/2007 Orientador: Segen Farid Estefen Programa: Engenharia Oceânica O sistema de ancoragem de uma unidade compreende os elementos da linha de amarração e os pontos de ancoragem (âncoras ou estacas) e sua função é manter a unidade na locação, em operação ou não. A certificação do projeto do sistema de ancoragem é mandatória como condição de classe para unidades estacionárias de produção (UEP), segundo as normas das Sociedades Classificadoras. Apesar dos sistemas de ancoragem serem projetados com fatores de segurança e redundância, geralmente, para suportar toda a vida de projeto da unidade marítima na locação, é necessário inspecionar periodicamente suas linhas, para garantir a integridade dos elementos que as compõem. O objetivo desta dissertação é descrever detalhadamente os ensaios e as análises realizadas em um estudo de caso específico, onde duas linhas de um sistema de ancoragem se romperam devido a falha em manilha e, através das conclusões, traçar recomendações para o dimensionamento e instalação do mesmo tipo de manilha em sistemas de ancoragem de unidades flutuantes. Adicionalmente, são apresentadas as normas e padrões aplicáveis a este tipo de acessório, traçando uma comparação das mesmas a fim de demonstrar os principais requisitos do projeto de acessórios de amarras. v

7 Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.) NUMERIC-EXPERIMENTAL ANALYSIS OF ANOMALY OF MOORING SYSTEM IN CATENARY DUE TO THE IMPERFECTION OF POLYESTER LINE SHACKLES Rodrigo Reis Loureiro July/2007 Advisor: Segen Farid Estefen Department: Ocean Engineering The mooring system of a unit includes the elements of the mooring line and the anchoring points (anchors or piles) and its function is to maintain the unit in the location, in operation or not. The certification of the mooring system design is mandatory as a condition of class for production stationary units, according to the Classification Societies requirements. Although the mooring systems are designed taking into consideration the applicable safety factors and redundancy, in general, to support a design lifetime of unit in the specific location, it is necessary to inspect the lines periodically, to guarantee the integrity of the elements the mooring system. The objective of this dissertation is to describe, in full detail, the experimental tests and the analyses accomplished in a specific case study, where two lines of a mooring system broke up due to the imperfection in the shackles and, through the conclusions, to trace recommendations for the sizing and installation of the same type of shackles in mooring systems of floating units. Additionally, the applicable rules and standards to this type of accessory are presented, and a comparison between them is made, in order to demonstrate the main requirements for the design of mooring line accessories. vi

8 ÍNDICE 1 INTRODUÇÃO MOTIVAÇÃO BREVE HISTÓRICO Classificação Geral para os Vários Sistemas Flutuantes OBJETIVOS DESCRIÇÃO DOS CAPÍTULOS REVISÃO BIBLIOGRÁFICA SISTEMAS FLUTUANTES DE PRODUÇÃO Plataforma Semi-Submersível FPSO / FPU / FSO Novos Conceitos de Casco em Desenvolvimento Critérios de Seleção da UEP SISTEMA DE ANCORAGEM DE SISTEMAS FLUTUANTES DE PRODUÇÃO Princípios de Atuação do Sistema de Ancoragem Equações de Equilíbrio Estático da Catenária Elementos do Sistema de Ancoragem Conceitos Básicos do Projeto de um Sistema de Ancoragem ENSAIOS Ensaio de Tração Ensaio de Dureza Brinell Ensaio de dureza Rockwel Ensaio de Fadiga Ensaio de Impacto Ensaio de Tensões Residuais - Método do Furo Cego Ensaio Metalográfico NORMAS PARA O PROJETO E CERTIFICAÇÃO DE SISTEMAS DE AMARRAÇÃO BREVE HISTÓRICO NORMAS DAS SOCIEDADES CLASSIFICADORAS Projeto e Certificação do Sistema de Amarração Projeto e Certificação dos Acessórios de Amarração para Amarras OUTRAS NORMAS INTERNACIONAIS E NACIONAIS DEFEITOS EM SISTEMAS DE ANCORAGEM REGISTROS DEFEITOS TÍPICOS Principais defeitos em acessórios e prováveis causas e conseqüências Principais defeitos e conseqüências em amarras vii

9 4.3 INSPEÇÕES Técnicas de Inspeção Áreas críticas nas manilhas e elos de ligação Periodicidade das Inspeções ANÁLISE EXPERIMENTAL DA MANILHA DE LINHA DE POLIÉSTER CARACTERÍSTICAS GERAIS DO CASO ESTUDADO Características Principais da Unidade Locação da Unidade Sistema de Ancoragem Composição das Linhas CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL Dimensionamento das Manilhas Análise Química Propriedades Mecânicas Análises Metalográficas ENSAIO DE FADIGA ANÁLISE DE FALHAS Primeira manilha analisada Segunda manilha analisada ENSAIO DE TENSÕES RESIDUAIS - MÉTODO DO FURO CEGO ENSAIO REALIZADO NO CENPES (PETROBRAS) Análise metalográfica da região das trincas Análise realizada no Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV) acoplado a um sistema de análise por energia dispersiva (EDS) TESTE DE CARGA, SIMULAÇÃO NUMÉRICA E ANÁLISE DOS RESULTADOS TESTE DE CARGA SIMULAÇÃO NUMÉRICA Análise da Influência da carga de teste Análise de Manilha diâmetro 105 mm com Elo diâmetro 120 mm e Manilha diâmetro 105 mm com Elo diâmetro 105 mm Análise da manilha com material R4 para as cargas de ruptura (MBL) e de teste (PL) CONSIDERAÇÕES FINAIS SUMÁRIO CONCLUSÕES RECOMENDAÇÕES REFERÊNCIAS viii

10 ÍNDICE DE FIGURAS Figura Exemplo de sistema Spread Mooring... 6 Figura Exemplos de sistemas Single Point Mooring... 7 Figura Ilustração de uma plataforma TLP... 8 Figura Sistema SPM do tipo SALM... 8 Figura Sistema em Catenária... 9 Figura Ilustração de uma plataforma semi-submersível Figura Comparação entre o arranjo em catenária e taut leg Figura Navio de produção (FPSO) Figura Ilustração de uma unidade flutuante de produção - projeto novo Figura Plataforma MONO-BR Figura FPSO-BR Figura Representação de uma semi-submersível ancorada Figura Configuração Geométrica de uma Linha de Amarração Figura Princípio de Atuação do Sistema de Ancoragem Figura Passeio da plataforma até novo equilíbrio Figura Elementos de ancoragem de uma semi-submersível Figura Elo comum de uma amarra (com e sem malhete) Figura Carga de Ruptura de Amarras Figura Arranjos dos cabos de aço de amarração Figura Construção típica de cabos de poliéster Figura Âncora de arraste de alto poder de garra Figura Estaca torpedo Figura Estaca de sucção Figura Âncora VLA Figura Acessórios de Amarras Figura Elo tipo Baldt e elo tipo Pêra Figura 2.22 Swivel Figura Terminações de cabos de amarra Figura Sapatilha pesada com reforço Figura 2.25 Soquete Figura Soquete Pee-wee Figura Soquete em chapa de aço Figura Ilustração de uma bóia Figura chain-chaser Figura 2.30 garatéia Figura Exemplo de Caçador Permanente (a) ix

11 Figura Exemplo de Caçador Permanente (b) Figura Corpo de Prova de ensaio de tração Figura Diagrama Tensão-Deformação Figura Limite elástico no diagrama tensão-deformação Figura Limite de proporcionalidade A no diagrama tensão-deformação Figura Limite de Escoamento Figura Limite de Resistência Figura Gráfico tensão-deformação com indicação dos limites elástico, de proporcionalidade, de resistência e de ruptura Figura Exemplo de mostrador para leitura do grau de dureza Figura Penetradores utilizados na máquina de ensaio de dureza Rockwell Figura Gráficos de ciclos de tensão Figura Curva S-N Figura Martelo pendular para ensaio de Charpy Figura Locais de falha em um elo com malhete Figura Locais de concentração de tensão de um elo de amarra sem malhete Figura Trinca/ruptura em elo Kenter Figura Trinca/ruptura em elo Kenter Figura Deformação na base do soquete Figura Trinca interna no soquete Figura Trinca e desgaste no olhal de soquete Figura Empeno de pino de manilha Figura Corrosão e marcas de solda Figura Trinca no olhal da manilha Figura Malhete solto Figura Perda de malhete Figura Elo empenado Figura Elo empenado Figura Corrosão na solda Figura Corrosão generalizada Figura Arrancamento de material Figura 4.18 Trincas Figura Posição das manilhas rompidas Figura Primeira manilha enviada para análise. Manilha da linha # Figura Segunda manilha enviada para análise. Manilha da linha # Figura Bacia de Campos (Rio de Janeiro) Figura Campo de Marlim Sul Figura Arranjo de Ancoragem x

12 Figura Croqui da Linha de Amarração Figura Dimensões das manilhas em milímetros Figura Microestrutura típica das manilhas analisadas. Apresenta sulfetos de manganês. Sem ataque Figura Microestrutura apresenta martensita revenida com sulfetos de manganês. Ataque Nital 2% Figura Desenho demonstrando as regiões analisadas para caracterização da falha Figura Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentado aspecto de trinca por fadiga Figura Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentando aspecto de trinca por fadiga Figura Aspecto metalográfico da região A (corpo da manilha). Ataque Nital 2% Figura Aspecto metalográfico da região B (Superfície de Fratura). Ataque Nital 2% Figura Aspecto metalográfico da região C cisalhada com trincas. Ataque Nital 2% Figura Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentado aspecto de trinca por fadiga Figura Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentado aspecto de trinca por fadiga Figura Aspecto metalográfico da região A (corpo da manilha). Ataque Nital 2% Figura Aspecto metalográfico da região B (Superfície de Fratura). Ataque Nital 2% Figura Aspecto metalográfico da região C cisalhada com trincas. Ataque Nital 2% Figura Região da manilha onde foi realizada a medida das tensões residuais Figura Ilustração do sistema para medida das tensões residuais Figura Tensões no Furo 1. Centro da curvatura no lado externo Figura Tensões no Furo 2 Centro da curvatura no lado interno Figura Tensões no Furo 3. Deslocamento do centro da curvatura no lado interno Figura Região das manilhas onde foram detectadas trincas em inspeção Figura Região das manilhas mostrando o corte para retirada das amostras na região contendo trincas Figura Micrografia sem ataque das amostras da região contendo trincas da primeira manilha analisada. Apresenta oxidação no início das trincas Figura Micrografia da amostra atacada com cromato alcalino para determinação da profundidade de penetração de oxigênio na região contendo trincas. Apresenta região clara subsuperficial indicando a presença de oxigênio Figura Imagem destacando as regiões de início da trincas partindo das regiões oxidadas da superfície Figura Análise química realizada via EDS na região de início das trincas (região oxidada). Esta apresenta óxido de ferro com cromo na região marcada Figura Imagem da região contendo trincas das manilhas analisadas. Apresenta oxidação no início das trincas xi

13 Figura Máquina de Tração de 500 toneladas do CENPES Figura Posição dos strain gages usados na medição das deformações no teste de carga efetuado no CENPES Figura Deformações medidas em função da carga aplicada no strain gage M Figura Carga em função da deformação medida no teste no CENPES Figura Curva tensão-deformação utilizada para a análise da manilha Figura À esquerda, modelo completo. À direita, modelo de um quarto de simetria Figura À esquerda, condições de contorno aplicadas. Á direita, malha utilizada para o cálculo Figura Tensão ao longo da seção da manilha após a aplicação da carga de teste Figura Comparação das tensões máximas principais Figura Detalhe da curvatura Figura Tensão na curvatura externa para a Manilha com carga de teste e sem carga de teste Figura Comparação entre o teste no CENPES e a análise por Elementos Finitos Figura Malha utilizada. À esquerda, manilha com elo 120 mm. À direita, manilha com elo 105 mm Figura Tensão máx. principal para uma carga de 300 ton após a aplicação de carga de teste. À esquerda, contato com elo de 120mm, à direita, contato com elo de 105mm 156 Figura Tensão máx. principal para uma carga de 300 ton com manilhas sem carga de teste. À esquerda, contato com elo de 120mm, à direita, contato com elo de 105mm 156 Figura Comparação entre as manilhas montadas com elo de 120mm e 105mm. Tensão normal à seção. Cargas de 200 ton e 300ton Figura Comparação entre as manilhas montadas com elo de 120mm e 105mm. Tensão normal à seção. Cargas de 200 ton e 300ton Figura Material W22 utilizado na simulação Figura Dimensões da manilha W22 para 710 ton de MBL Figura Tensões normais à seção para as cargas de 200 ton, 300 ton, 450 ton (carga de teste) e 710 ton (MBL) xii

14 ÍNDICE DE TABELAS Tabela Pesos lineares típicos das amarras Tabela Especificação de cabos de aço Spiral Strand Tabela Peso Lineares e Tração de Ruptura dos Cabos de Poliéster Tabela 3.1 Fatores de segurança para a análise de tensão da linha BV Tabela 3.2 Fatores de segurança para a análise de tensão da linha ABS Tabela 3.3 Fatores de segurança parciais para o estado ULS Tabela 3.4 Fatores de segurança parciais para o estado ALS Tabela 3.5 Margem de corrosão do DNV, relativa ao diâmetro nominal da amarra Tabela 3.6 Propriedades materiais de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Tabela 3.7 Requisitos para teste de Impacto Charpy de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Tabela 3.8 Carga de prova de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Tabela 3.9 Carga de ruptura de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Tabela Falhas em sistemas de ancoragem no Brasil Tabela Posição das Âncoras Tabela Composição das linhas de ancoragem (comprimento dos trechos) Tabela Características dos segmentos das linhas de ancoragem Tabela Quadro de Ancoragem Tabela Pré-tensões e ângulos do fairlead Tabela Composição química das manilhas analisadas (% em peso) Tabela Propriedades mecânicas (ensaio de tração da primeira manilha fraturada) e especificações da Norma W22 IACS Tabela Propriedades mecânicas (ensaio Charpy da primeira manilha fraturada) e da norma W22 IACS Tabela Medidas de dureza Brinell realizada nas duas manilhas fraturadas e as especificações da Norma NBR 13545/ Tabela Cargas aplicadas na análise da manilha com carga de teste, em toneladas Tabela Cargas aplicadas na análise da manilha sem carga de teste, em toneladas Tabela Tensões na curvatura externa (MPa). Carga variando entre 160 ton e 300ton Tabela Tensões na curvatura externa (MPa). Carga variando entre 60 ton e 200ton Tabela Materiais W22 da norma e W22 utilizado na presente simulação Tabela Limites de resistência à fadiga para dois acabamentos superficiais diferentes Tabela Cargas aplicadas na análise da manilha com PL, em toneladas xiii

15 1 INTRODUÇÃO Define-se como um sistema de ancoragem, um conjunto de elementos capazes de manter uma unidade flutuante em uma posição de equilíbrio sem auxílio de posicionamento dinâmico. Normalmente, um sistema de ancoragem é composto por um conjunto de linhas, sendo cada linha composta de um ponto fixo no solo marinho (âncora ou estaca) e elementos que conectam este ponto à unidade. Estes elementos de ligação são compostos de uma combinação de amarras, cabos de aço e/ou cabos de poliéster. Segundo COSTA e GONÇALVES [1], apesar dos sistemas de ancoragem serem projetados com fatores de segurança e redundância, geralmente, para suportar toda a vida de projeto da unidade marítima na locação, é necessário inspecionar periodicamente suas linhas, para garantir a integridade dos elementos que as compõem. A inspeção das linhas é também uma exigência das Sociedades Classificadoras, para manutenção do Certificado de Classe da unidade, considerado imprescindível para a licença de operação fornecida pelas autoridades ambientais. Os critérios de inspeção adotados pelas Sociedades Classificadoras, que determinam a inspeção de todas as linhas do sistema a cada 5 (cinco) anos, são adequados para unidades marítimas móveis, usadas na perfuração e completação de poços. Estas permanecem ancoradas na mesma posição por períodos da ordem de meses. Neste caso é, portanto, fácil ter acesso aos elementos do sistema a bordo das embarcações de manuseio, cumprindo-se assim os requisitos das Sociedades Classificadoras. Quando se passa a considerar unidades marítimas de produção, capazes de suportar uma planta de processo para 180 mil barris de petróleo por dia, permanecendo no mesmo local por 20 anos, em média, com as linhas de ancoragem projetadas para resistir à corrosão e fadiga e trabalharem todo este tempo, os requisitos são muito mais específicos e rigorosos. Para tanto, planos de inspeção são desenvolvidos individualmente para cada unidade marítima e apresentados para aprovação da Sociedade Classificadora. Quando há ocorrência de anormalidades, o plano deve ser analisado para verificar a necessidade de inclusão de novas tarefas ou alteração da periodicidade. 1

16 Os planos de inspeção procuram sempre minimizar o manuseio das linhas para inspeção pois, além de ser um procedimento caro, experiências mostram que é alta a probabilidade de introdução de descontinuidades nos elementos das linhas de ancoragem durante a execução da inspeção. As formas de evitar a retirada de linhas para inspeção são: Uso de inspeções por ROV; Introdução de corpos de prova na linha; Super dimensionamento de alguns elementos. A grande vantagem do uso de ROV é a possibilidade de inspecionar todas as linhas do sistema rapidamente e a um custo menor do que a remoção de uma única linha. Por outro lado, por ser uma inspeção visual, fica-se limitado à detecção e descontinuidades externas e de grandes dimensões. Os corpos de prova são componentes provisórios do sistema, com as mesmas características de um determinado elemento permanente. Eles são removidos periodicamente para uma avaliação indireta dos danos acumulados nos elementos que permanecem instalados. Esta avaliação dos danos acumulados permite fazer uma previsão da vida da linha. Por outro lado, a utilização de corpos de prova diminui a confiabilidade do sistema de ancoragem, uma vez que a sua instalação aumenta o número de acessórios e o comprimento menor do corpo de prova é mais susceptível a falha, já que o mesmo apresenta um alto grau de concentração de tensão sem o devido balanceamento devido à sua pequena dimensão. O super dimensionamento, por razões técnicas (excesso de peso) e econômicas, só pode ser adotado em pequenos trechos dos elementos. Normalmente escolhe-se o trecho enterrado para adoção desta técnica, instalando um dispositivo de conexão e desconexão submarino em um ponto logo acima do afloramento da linha de ancoragem no solo marinho. As amarras, assim como os cabos de aço, devem ser inspecionadas por amostragem, em intervalos de tempo pré-definidos. As inspeções e os critérios de aceitação adotados são os estabelecidos em normas e padrões reconhecidos. 2

17 1.1 MOTIVAÇÃO De acordo com COSTA e GONÇALVES [1], há cerca de 10 anos a PETROBRAS decidiu empregar unidades flutuantes para produção em campos de petróleo em caráter permanente. Em alguns casos a tecnologia de ancoragem existente não fornecia as condições mais convenientes para o desenvolvimento dos campos encontrados, tendo a PETROBRAS decidido pela implantação de alguns novos conceitos, como ancoragem taut-leg, o uso de cabos de poliéster e âncoras de carga vertical (VLAs). O uso de materiais não convencionais em sistemas de ancoragem de plataformas traz, ao mesmo tempo, enormes vantagens competitivas e desafios. Por outro lado, a utilização destes materiais não convencionais implica em não se ter qualquer referência para previsão de desempenho a longo prazo, uma vez que a PETROBRAS possui as instalações mais antigas do mundo usando esta tecnologia. Sob este aspecto a inspeção destes elementos se torna de grande importância, pois hoje em dia existem unidades ancoradas na Bacia de Campos usando estes novos conceitos e todas as unidades em estudo para implantação também dependem destes mesmos materiais para ancoragem. Desta forma, os desafios encontrados na implantação e manutenção de novos conceitos, somados aos recentes problemas de falhas estruturais encontrados nos sistemas de ancoragem, motivaram a realização desta dissertação. 1.2 BREVE HISTÓRICO A procura por petróleo no mar começou no fim do século XIX, tendo sido utilizado como primeiro dispositivo um píer de madeira como suporte de equipamento de perfuração. Com o passar dos anos, a procura por petróleo no mar foi se intensificando e o caminho natural foi estender-se para águas mais profundas. O píer de madeira foi transformado em plataformas de madeira sem ligação com a costa, até que em 1934 surgiu a primeira plataforma fixa [2]. No fim da década de 70, surgiram as primeiras unidades semi-submersíveis e os primeiros navios ancorados a colunas articuladas utilizados para a produção de 3

18 petróleo em águas profundas, fazendo com que os sistemas de ancoragem passassem a desempenhar importante papel na atividade offshore. Os sistemas de ancoragem foram surgindo à medida que existia necessidade de fixar uma embarcação no mar. Sendo assim, sistemas provisórios foram, e continuam sendo usados, nos navios e consistem em uma ou mais linhas conectadas à proa ou popa do navio. Geralmente os navios permaneciam ancorados por um curto período de tempo (dias) [2]. Quando a exploração e a produção offshore de petróleo e gás começaram, a necessidade de sistemas de amarração permanentes tornou-se aparente. Na referência [3] é destacado que a descoberta de reservatórios de petróleo, a partir da década de 50, localizados no subsolo da plataforma continental dos países produtores, motivou as grandes companhias petrolíferas no sentido de tornarem viável a exploração destes campos. Dentro deste contexto, uma das principais limitações que se apresentou na época dizia respeito à estrutura de superfície, responsável direta pela exploração nestas locações no mar. Para pequenas profundidades, ou lâminas d'água, duas soluções foram adotadas com relativo sucesso: plataforma rigidamente fixa ao fundo marinho e plataforma flutuante com caráter itinerante ou temporário. Esta última opção, também conhecida como plataforma submersível, referia-se a uma estrutura composta basicamente de 3 módulos distintos: um convés de utilidades emerso, sapatas submersas para apoio no fundo marinho e elementos de ligação (colunas). Desta forma, através de operações de lastro e deslastro, estas plataformas tanto podiam se apoiar no fundo do mar para a realização de algum tipo de operação, como mudar de locação com o auxílio de reboque. Com o passar dos anos e o advento de novas descobertas em lâminas d'água mais profundas, evidenciou-se uma divisão nítida entre as estruturas marinhas responsáveis pela exploração dos campos de petróleo: plataformas fixas (jaquetas) ou auto-elevatórias (jack-up) para profundidades inferiores a 150m e plataformas flutuantes semi-submersíveis ou F(P)SOs para profundidades maiores. A plataforma semi-submersível, uma derivação da plataforma submersível, se diferencia desta última pela filosofia empregada no que diz respeito à manutenção de sua posição na locação. Enquanto a plataforma submersível utilizava seu próprio peso 4

19 como elemento de fixação, a plataforma semi-submersível dispunha de outros meios que viabilizavam o seu posicionamento. Quanto ao arranjo estrutural, a plataforma semi-submersível, similarmente à plataforma submersível, pode ser caracterizada por: estrutura de convés emersa, flutuadores gêmeos submersos (pontoons) e colunas de ligação. A plataforma semi-submersível, também conhecida como plataforma estabilizada pelas colunas já que as mesmas são praticamente as responsáveis por gerar o empuxo necessário para sua sustentação, são estruturas consagradas mundialmente, utilizadas nas duas atividades principais da exploração offshore. As estruturas semisubmersíveis dedicadas à atividade de perfuração possuem um caráter itinerante com constantes mudanças de locação enquanto aquelas dedicadas à produção podem permanecer numa mesma locação por períodos de aproximadamente 20 anos. Mas, devido ao fato de existirem dispositivos unindo a plataforma aos equipamentos de subsuperfície, é fácil concluir que o aspecto manutenção da posição é extremamente relevante. Neste sentido, com o intuito de contrabalancear os esforços ambientais atuantes devido ao vento, onda e correnteza, duas filosofias foram empregadas, dependendo da atividade principal da unidade semi-submersível: 1ª - Utilização de sistema de posicionamento dinâmico (thrusters azimutais localizados nos flutuadores). 2ª - Utilização de linhas descrevendo catenárias unindo a plataforma ao fundo do mar. A 1ª filosofia citada adequou-se bem às atividades de caráter itinerante das plataformas de perfuração, e realizadas em grandes profundidades, devido a sua grande flexibilidade operacional, enquanto a 2ª filosofia aplicou-se principalmente a sistemas permanentes de produção onde não se justificava o alto consumo de óleo diesel dos sistemas de posicionamento dinâmico. No que diz respeito à 2ª filosofia descrita, deu-se o nome de sistemas de "amarração" ou de "ancoragem" aos vínculos físicos existentes entre a plataforma e o leito marinho e que permitem à mesma manter o seu posicionamento em condições ambientais adversas. Apesar das plataformas semi-submersíveis representarem as estruturas mais usuais em termos mundiais, existem outros tipos de unidades flutuantes que se utilizam de filosofias distintas no que diz respeito às restrições impostas aos movimentos no plano ou ainda ao tipo de fixação com o leito do mar. 5

20 1.2.1 Classificação Geral para os Vários Sistemas Flutuantes Quanto às restrições impostas à unidade Amarração por pontos múltiplos (Spread Mooring - SMS) Além de restringir os movimentos lineares no plano, restringe também o movimento angular (variação do aproamento da unidade). Os Spread Mooring Systems (SMSs) são compostos por um sistema de amarração com múltiplas linhas, em catenária simples ou utilizando flutuadores (spring buoys) ou pesos (clump weights) intermediários, ancoradas ao fundo do mar através de âncoras de arraste, âncoras de carga vertical (VLAs), estacas de sucção ou estacas torpedos. Essas linhas são conectadas ao navio em pontos localizados no casco, mantendo dessa forma seu aproamento praticamente fixo. Um exemplo de SMS está apresentado na figura 1.1. Figura Exemplo de sistema Spread Mooring Amarração por ponto único (Single Point Mooring - SPM) Desenvolvida especialmente para navios, restringe apenas os deslocamentos lineares no plano horizontal, permitindo que a embarcação gire livremente em torno do eixo vertical (weathervane), minimizando os esforços sobre o sistema de amarração. Em função da forma do casco e do tipo de sistema de amarração, os Single Point Mooring Systems (SPMs) tendem a ficar aproados com a ação ambiental resultante minimizando assim o efeito deste carregamento. Isto lhes confere uma grande 6

21 sensibilidade à mudança da incidência das cargas ambientais. Em outras palavras, o SPM permite que o aproamento da embarcação varie conforme a direção da resultante dos agentes ambientais. O SPM possui um ponto de pivotamento em torno do qual o navio pode girar no plano horizontal. Exemplos de SPM estão apresentados na figura 1.2. Figura Exemplos de sistemas Single Point Mooring (a) Monobóia, (b) Turret interno, (c) Torre articulada 7

22 Amarração por pernas verticais tracionadas (Tension Leg) As linhas de ancoragem de uma TLP (figura 1.3) são tubos de aço verticais e são comumente referenciadas como tendões. Neste tipo de sistema, a flutuação é maior do que o peso da plataforma, com isto, o equilíbrio vertical da plataforma é obtido ligando-a a sua fundação no fundo do mar através dos tendões. Os tendões fornecem ao sistema alta rigidez no plano vertical e são pré-tracionados pelo excesso de flutuação do casco. Figura Ilustração de uma plataforma TLP Quanto à geometria dos elementos de restauração Com pernas verticais tracionadas Aplica-se a certas configurações do tipo ALT (Articulated Loading Tower) e SALM (Single Anchor Leg Mooring). A figura 1.4 apresenta um exemplo de sistema SPM do tipo SALM. Figura Sistema SPM do tipo SALM 8

23 Com pernas em catenária Foram os primeiros sistemas concebidos para embarcações convencionais e são, até hoje, os mais usados por unidades flutuantes. A figura 1.5 ilustra um sistema em catenária. Figura Sistema em Catenária Sistemas híbridos Utilizam-se simultaneamente de trechos verticais tracionados e linhas em catenária Quanto à operação do sistema Sistema passivo Uma vez instalados não necessitam de quaisquer ajustes subseqüentes para suportar condições ambientais adversas. Sistemas ativos São necessários ajustes nas pré-tensões das linhas de amarração (através de ajustes no seu comprimento, tracionando ou não as linhas) em função da severidade das condições ambientais. 9

24 Quanto à permanência do sistema Permanentes São normalmente aplicados a instalações definitivas de produção onde a embarcação é destinada a permanecer na locação por períodos prolongados (normalmente acima de 10 anos). Temporários Destinados a manter a unidade flutuante em posição por períodos curtos de tempo, normalmente inferiores a um ano. Estes sistemas não são necessariamente dimensionados para suportar condições ambientais extremas, sendo necessário, nesses casos, que a unidade abandone a locação. Conforme observado anteriormente, o dimensionamento do sistema de amarração das unidades flutuantes é de crucial importância no desenvolvimento de um dado campo produtor de petróleo. Esta importância é ainda mais amplificada quando consideramos as possíveis interferências que existem entre as linhas de ancoragem da plataforma e o layout submarino do campo em questão. 1.3 OBJETIVOS O trabalho desenvolvido que originou esta dissertação refere-se a um estudo de caso de um sistema flutuante de armazenamento e escoamento. As manilhas de linha de poliéster utilizadas no sistema de ancoragem da unidade flutuante em estudo deveriam ter uma vida útil à fadiga de aproximadamente 600 anos em operação, segundo estudos de projeto baseados em informações do fabricante. No entanto, duas destas manilhas romperam por fadiga em eventos diferentes e defasados de apenas um mês, após quatro anos e meio de operação na Bacia de Campos. Para a busca das reais causas destes dois incidentes foi desenvolvida uma série de ensaios e análises com o intuito de esclarecer o ocorrido e permitir a tomada de decisão sobre as outras 46 manilhas ainda instaladas no sistema flutuante estudado. 10

25 Esta dissertação tem por objetivo descrever detalhadamente estes ensaios e as análises realizadas, apresentando seus resultados e, através das conclusões, traçar recomendações para o dimensionamento e instalação deste tipo de manilha em sistemas de ancoragem de unidades flutuantes. Adicionalmente, um capítulo desta dissertação dedica-se a apresentar as normas e padrões aplicáveis a este tipo de acessório, descrevendo as partes importantes de cada uma e traçando uma comparação entre as mesmas a fim de demonstrar os principais requisitos do projeto de acessórios de amarras. Esta comparação tem por objetivo permitir um melhor entendimento e conhecimento das normas e padrões, e assim facilitar a aplicação das mesmas aos projetos de manilhas de linhas de ancoragem. 1.4 DESCRIÇÃO DOS CAPÍTULOS O Capítulo 2 apresenta numa revisão bibliográfica dos principais sistemas flutuantes de produção no cenário offshore brasileiro, dos diversos sistemas de ancoragem utilizados em sistemas flutuantes de produção e uma descrição dos tipos de ensaios utilizados na análise de falha da manilha de linha de poliéster. O Capítulo 3 apresenta as regras e normas aplicáveis ao objeto em estudo, descrevendo as partes importantes de cada uma e traçando uma comparação das mesmas a fim de demonstrar os principais requisitos do projeto de amarras e acessórios. O Capítulo 4 apresenta os defeitos típicos encontrados em sistemas de ancoragem, históricos recentes e a importância das inspeções para garantia da integridade do sistema. O Capítulo 5 apresenta uma descrição sucinta do sistema abordado na dissertação, incluindo o campo, características da unidade flutuante e de seu sistema de ancoragem e a análise experimental da manilha de poliéster, especificando os ensaios realizados, instrumentação e testes. O Capítulo 6 apresenta os resultados da simulação numérica do objeto em estudo, descrevendo o modelo numérico utilizado, análise e discussão dos resultados. 11

26 O Capítulo 7 apresenta um sumário dos estudos realizados, as conclusões do trabalho e as recomendações para desenvolvimentos futuros. O Capítulo 8 apresenta as referências bibliográficas utilizadas para o desenvolvimento desta dissertação. 12

27 2 REVISÃO BOBLIOGRÁFICA 2.1 SISTEMAS FLUTUANTES DE PRODUÇÃO Atualmente, no sistema offshore brasileiro de produção, destacam-se basicamente dois tipos de sistemas flutuantes: Plataforma Semi-Submersível F(P)SOs, utilizando cascos de navios convertidos Estes conceitos já estão difundidos e apresentam ótimo desempenho em lâminas d água profundas e ultra-profundas. Além destes, alguns novos conceitos estão sendo estudados e implementados. A seguir, será apresentada uma descrição sucinta destes dois principais sistemas flutuantes de produção, suas derivações e novos conceitos Plataforma Semi-Submersível As plataformas de petróleo do tipo semi-submersíveis (figura 2.1) são estruturas flutuantes projetadas para perfuração ou produção de petróleo e cuja estrutura é formada, basicamente, por um convés onde são instalados os principais equipamentos de produção / perfuração, colunas de sustentação do convés com seção circular ou retangular, flutuadores (pontoons) e contraventamentos (bracings) entre as colunas e flutuadores e entre as colunas. As colunas e os flutuadores, e em alguns casos os contraventamentos, fornecem a flutuação necessária para a unidade. A planta de produção localiza-se sobre o convés. O número de conveses, colunas e pontoons difere de acordo com o projeto. 13

28 Figura Ilustração de uma plataforma semi-submersível Este tipo de unidade estacionária de produção (UEP) não possui capacidade para armazenar o óleo produzido, fazendo-se necessário o uso de oleodutos ou de um terminal oceânico para o escoamento da produção. O sistema de ancoragem utilizado é do tipo Spread Mooring (SMS), podendo utilizar o arranjo de catenária ou taut-leg (figura 2.2). Figura Comparação entre o arranjo em catenária e taut leg 14

29 Segundo NOGUEIRA [4], as plataformas de petróleo do tipo semi-submersível são embarcações projetadas e construídas para atender a um conjunto específico de condições operacionais: Grande área de convés para as atividades de perfuração e/ou produção, estocagem de equipamentos, consumíveis e acomodações; Pontoons volumosos para gerar empuxo capaz de suportar a carga de equipamentos, consumíveis e tensões; Colunas esbeltas na região das ondas permitindo movimentos dentro dos limites aceitáveis para a operação; Forma simétrica do convés e arranjo de colunas o que facilita o aproamento fixo e conseqüente capacidade de suportar as condições ambientais de qualquer direção; Projeto adequado e otimizado atendendo aos requisitos de segurança com menor custo de construção e operação. Por locomover-se eventualmente não necessitam possuir formas hidrodinâmicas mais adequadas ao movimento de avanço FPSO / FPU / FSO A grande parte das unidades deste tipo é oriunda da conversão de navios existentes, geralmente grandes petroleiros, que têm seu casco e facilidades modificados e adaptados para operação como unidades estacionárias de produção (UEP). Podem ser do tipo produção, armazenamento e escoamento (FPSO - Floating, Production, Storage and Offloading), produção (FPS Floating and Production Unit) ou armazenamento e escoamento apenas (FSO - Floating, Storage and Offloading). A figura 2.3 apresenta um exemplo de FPSO. 15

30 Figura Navio de produção (FPSO) Um sistema de produção flutuante consiste em uma estrutura com instalações de produção incorporadas, que recebem petróleo e gás de poços submarinos por meio de dutos condutores conhecidos como risers. A estrutura flutuante pode ser um navio novo ou uma conversão de um navio antigo. Estes sistemas ganharam terreno, roubando o espaço das plataformas semisubmersíveis, por razões de disponibilidade de espaço, capacidade de carga e, sobre tudo, capacidade de armazenamento. Para zonas relativamente calmas estão sendo utilizados petroleiros antigos convertidos em unidades flutuantes de produção, armazenamento e escoamento (FPSOs), porém para águas mais hostis como o Mar do Norte e o Mar da China, se constroem unidades flutuantes novas (cascos novos) com melhores comportamentos hidrodinâmicos. Os projetos novos deste tipo de unidade são basicamente constituídos de grandes caixas flutuantes. A figura 2.4 ilustra uma unidade flutuante de produção, projeto novo, com suas formas menos arredondadas do que a dos navios. Figura Ilustração de uma unidade flutuante de produção - projeto novo 16

31 O sistema de ancoragem utilizado nestes tipos de UEP pode ser do tipo Single Point Mooring (SPM) ou Spread Mooring (SMS), podendo usar ainda o arranjo de catenária, taut-leg ou semi taut-leg. A principal diferença entre uma plataforma semi-submersível e um FPSO está na capacidade de armazenamento de óleo, na qual o FPSO representa uma solução única. Esse tipo de sistema se destaca em locais onde não há uma rede de dutos para transporte do petróleo ou onde a implantação destes se torna inviável técnica ou economicamente, e há então a necessidade de estocagem, e em poços cujas características ainda são obscuras, pois possui uma maior flexibilidade quanto aos seus aspectos operacionais, e também possui melhores respostas dinâmicas às forças das ondas e correntes marítimas em águas distantes da costa Novos Conceitos de Casco em Desenvolvimento A PETROBRAS vem investindo bastante no desenvolvimento de novas formas de casco para Unidades Estacionárias de Produção (UEP). Estes estudos têm como premissa a redução do custo de investimento do casco (CAPEX), a viabilidade da construção no Brasil, e a garantia de uma boa performance operacional na locação. Dentre estes desenvolvimentos, convém destacar a plataforma monocoluna (MONOBR), e a embarcação monocasco FPSO-BR [5]. Em relação à plataforma monocoluna (figura 2.5), a motivação principal foi desenvolver um sistema flutuante com movimentos reduzidos para operação com risers rígidos (SCRs), em catenária livre e em grandes profundidades, e que permitisse uma construção do tipo integrado, sem necessidade de operações de interligação casco/convés offshore. Os objetivos propostos para este projeto foram plenamente atingidos e hoje se tem esta alternativa qualificada para operação como UEP, com ou sem estocagem, e com movimentos compatíveis para utilização de SCRs. No que tange ao FPSO-BR (figura 2.6), o objetivo foi desenvolver o projeto de um monocasco com formas otimizadas sob o ponto de vista hidrodinâmico de tal forma a minimizar o movimento vertical combinado. Espera-se deste FPSO, que tem como premissa básica a construção de seu casco no Brasil, uma performance operacional bem superior àquela proporcionada pelos FPSOs convertidos. A viabilidade técnica da 17

32 operação com risers de aço em catenária (SCRs) está sendo investigada e é uma das metas a ser atingida neste projeto. Figura Plataforma MONO-BR Figura FPSO-BR Critérios de Seleção da UEP De acordo com JÚNIOR [5], definidos os requisitos funcionais e o cenário onde a UEP será instalada, os seguintes fatores devem ser avaliados visando a definição do tipo e dimensão da plataforma mais adequada: Atendimento às premissas de projeto (capacidade da planta de processo e injeção, capacidade de estocagem, número e carregamento dos risers, restrições em termos de movimentos, necessidade da planta de intervenção/perfuração, etc.); Flexibilidade para acomodar as incertezas de reservatório; Parâmetros econômicos do Estudo de Viabilidade Técnica e Econômica (EVTE); Flexibilidade operacional para upgrades e relocações; Risco tecnológico, risco de custo e risco prazo; Segurança operacional e ambiental; Impacto social (geração de empregos, estímulo à indústria local, pagamento de tributos, etc.). 18

33 2.2 SISTEMA DE ANCORAGEM DE SISTEMAS FLUTUANTES DE PRODUÇÃO Princípios de Atuação do Sistema de Ancoragem A referência [3] descreve que uma unidade flutuante posicionada sobre uma determinada locação no mar está sujeita a ação de ondas, ventos e correntezas. Esta atuação ambiental sobre a unidade provoca o aparecimento de forças sobre a mesma, conhecidas como forças ambientais. A componente horizontal da resultante destas forças atua no sentido de deslocar a unidade sobre o plano da superfície do mar, afastando-a da locação. O objetivo fundamental de um sistema de ancoragem é restringir estes deslocamentos ou passeios no plano horizontal, garantindo assim a manutenção do posicionamento da unidade flutuante, de modo que a mesma possa operar com a segurança necessária. A restrição ou resistência aos deslocamentos é obtida através da atuação de vínculos físicos que ligam a unidade flutuante ao solo marinho. No caso dos sistemas de ancoragem por linhas de amarração, as linhas são, basicamente, estes vínculos. Como de um modo geral a ação ambiental é de caráter variável e aleatório, tanto em termos de intensidade como em termos de sentido e direção de incidência, o sistema de ancoragem deve ser capaz de restringir deslocamentos em qualquer direção ao redor da unidade. Isto implica na necessidade de se ter um sistema constituído de várias linhas distribuídas em torno da unidade, formando o que se chama de sistema de ancoragem por pontos múltiplos ou sistema de ancoragem por linhas espalhadas (Spread Mooring System), como visto no capítulo 1. Ao arranjo ou distribuição angular das diversas linhas ao redor da unidade dá-se o nome de arranjo (pattern) ou padrão de ancoragem. A escolha de um determinado arranjo para a unidade flutuante depende das características ambientais do local da instalação, de como a unidade responde à ação ambiental nas várias direções de incidência e das limitações impostas pelo layout submarino do campo em questão. Uma representação esquemática deste tipo de sistema aplicado a uma plataforma semi-submersível encontra-se na figura

34 A figura 2.8 ilustra a configuração geométrica típica de uma linha de amarração do sistema, indicando a nomenclatura básica que caracteriza tal configuração. Dadas as características de flexibilidade dos materiais que normalmente formam uma linha de amarração, o trecho que fica suspenso entre o ponto de amarração e o ponto de toque assume a forma de uma curva conhecida como catenária. Para que esta configuração seja mantida, uma força de tração deve ser exercida sobre as linhas no ponto onde elas se ligam à unidade. Como conseqüência, as linhas reagem sobre a unidade exercendo uma força igual, mas de sentido oposto. Em termos de projeto do sistema de ancoragem, considera-se que esta força esteja aplicada no fairlead, ou ponto de amarração, e que a direção da mesma esteja contida no plano vertical determinado pelos pontos de amarração e ancoragem da linha, que é chamado plano da linha. enésima linha Plataforma Semi-Submersível Figura 2.7 Representação de uma semi-submersível ancorada 20

35 Figura Configuração Geométrica de uma Linha de Amarração. Esta força pode ser decomposta numa componente ou força horizontal, paralela à superfície do mar, e numa componente ou força vertical, perpendicular à superfície do mar e agindo no sentido de afundar a unidade. A força horizontal que cada linha aplica sobre a unidade é conhecida como força de restauração da linha de amarração. Na ausência de forças ambientais, para que a unidade permaneça exatamente sobre a locação estipulada, a resultante das forças horizontais aplicadas por cada linha deve ser nula. Além disto, para que a unidade mantenha o aproamento desejado a resultante dos momentos (em torno de um eixo vertical qualquer fixo na unidade) devidos a cada força horizontal também deve ser nula quando não há atuação de forças ambientais. Quando as duas condições acima são satisfeitas diz-se que o sistema de ancoragem está balanceado. Nesta situação, a força de tração atuante no ponto de amarração de cada linha é chamada de pré-tração ou pré-tensão da linha. Em termos estáticos, a força exercida por cada linha sobre a unidade pode ser calculada através das equações de equilíbrio de uma catenária. 21

36 Através destas equações pode-se verificar que, para uma dada profundidade, os valores das componentes horizontal e vertical dependem da distância horizontal entre os pontos de amarração e ancoragem, ou seja, variam com o raio de ancoragem. Quanto maior o raio de ancoragem, maiores serão as forças exercidas pela linha, e quanto menor este raio, menores serão as forças. Quando, a partir de uma determinada situação de equilíbrio, atua sobre a unidade uma força ambiental paralela ao plano horizontal, a mesma começa a se deslocar provocando alterações nos raios de ancoragem de todas as linhas do sistema. Conseqüentemente, as forças horizontais exercidas pelas linhas também sofrem alterações. Se, por exemplo, o sistema estiver inicialmente balanceado, estas alterações causam um desbalanceamento nas forças horizontais exercidas pelas linhas, provocando o aparecimento de uma resultante não nula, no plano horizontal, com sentido oposto ao da força ambiental. À medida que a unidade vai se deslocando esta resultante das forças horizontais vai crescendo até que, numa determinada posição da unidade, ela se iguala à força ambiental, anulando seu efeito. Nesta situação é nula a resultante das forças que atuam sobre a unidade e a mesma permanece em equilíbrio nesta nova posição. Este é o mecanismo através do qual o sistema de ancoragem atua para restringir o deslocamento da unidade no plano horizontal, provocado pela atuação das forças ambientais. Este deslocamento, medido em relação à locação inicial de projeto, é chamado de offset da unidade. A figura 2.9 ilustra de forma simplificada este princípio de atuação de um sistema de ancoragem por linhas de amarração. 22

37 Tensão no Topo da linha Deslocamento superfície do mar Linha em Catenária leito marinho Figura Princípio de Atuação do Sistema de Ancoragem Portanto, a manutenção de posição por linhas de amarração implica na aceitação de uma certa variação de posição da unidade, dentro de uma região aceitável em torno da locação de projeto. Em geral, esta região corresponde a um círculo em torno desta locação, cujo raio geralmente é determinado pelos requisitos operacionais dos dispositivos que unem a unidade aos equipamentos de subsuperfície. Para que a unidade possa operar, o offset da mesma deve ser menor do que o raio que define esta região. A resultante das forças horizontais aplicadas pelas linhas sobre a unidade é chamada de força de restauração do sistema de ancoragem. O valor desta força de restauração do sistema depende da posição da unidade no plano horizontal. Quando a unidade se encontra em equilíbrio sobre a locação, na ausência de forças ambientais, esta força de restauração é nula. À medida que a unidade se desloca sob o efeito de forças ambientais, afastando-se da locação, a restauração do sistema cresce, qualquer que seja a direção deste deslocamento. De forma genérica chama-se de rigidez do sistema de ancoragem a relação entre a força de restauração e o offset correspondente. Um sistema será mais ou menos rígido quando, para uma dada força ambiental, for menor ou maior, 23

38 respectivamente, o offset necessário para que a força de restauração equilibre a força ambiental. Como em geral a distribuição de linhas ao redor da unidade não é uniforme e as linhas não são necessariamente idênticas, a rigidez do sistema depende da direção em que ocorre o deslocamento no plano horizontal. Portanto, para se avaliar os deslocamentos da unidade para diferentes direções de incidência dos agentes ambientais, é necessário conhecer a rigidez do sistema para várias direções em torno da unidade. Só assim é possível determinar se o sistema será capaz de manter o passeio da unidade dentro dos limites previamente estabelecidos. A avaliação dos deslocamentos é importante também para o dimensionamento mecânico das linhas. Quando uma unidade sofre a ação de uma certa carga ambiental e se desloca para uma nova posição de equilíbrio, conforme mostra a figura 2.10, é intuitivo constatar que algumas linhas ficarão submetidas a tensões maiores do que as que atuavam quando o sistema estava balanceado. Neste sentido, cada linha de amarração deve ser analisada para se verificar se durante as operações da unidade as trações admissíveis não são ultrapassadas. Direção X Força A (antes) Plataforma SS B (depois) Direção Y Figura 2.10 Passeio da plataforma até novo equilíbrio Para o cálculo da rigidez do sistema geralmente modela-se bidimensionalmente o conjunto unidade/sistema de ancoragem como um sistema composto por um corpo rígido ligado a várias molas, representando as linhas de amarração. Este modelo tipo 24

39 massa/mola é capaz de representar adequadamente o mecanismo de atuação de um sistema de ancoragem descrito anteriormente. Como as linhas de amarração se configuram como catenárias, as molas deste modelo bidimensional devem reproduzir o comportamento típico de uma catenária e a rigidez de cada uma deve ser equivalente à rigidez no plano horizontal da linha que ela representa. Do ponto de vista conceitual a linha em catenária é uma mola equivalente a um par de molas em série, uma mola de gravidade e uma mola elástica, que trabalha através de mudanças na configuração geométrica de sua curva, quando uma de suas extremidades é submetida a um deslocamento ou a um esforço adicional. Toda mola quando deformada acumula energia. A mola de gravidade da catenária, ao ser tracionada, acumula energia potencial por levantamento de peso e restaura esta energia por abaixamento de peso, enquanto a mola elástica acumula energia potencial por deformação linear da linha e restaura esta energia ao retornar ao seu comprimento original. Este levantamento ou abaixamento de peso, bem como a deformação da linha, é conseqüência da mudança na configuração geométrica da linha provocada pelo deslocamento de uma de suas extremidades. A rigidez de um sistema de ancoragem é o resultado da contribuição individual da rigidez no plano horizontal de cada linha que o compõe. Portanto, o cálculo da rigidez do sistema de ancoragem está diretamente associado ao cálculo da rigidez de cada linha, o que pode ser feito empregando-se as equações de equilíbrio de uma catenária Equações de Equilíbrio Estático da Catenária A catenária pode ser descrita como a curva assumida por um corpo flexível qualquer quando suspenso entre dois pontos e submetido exclusivamente a ação de seu peso próprio. Nestas condições, o único esforço atuante ao longo do corpo é uma força de tração tangente à curva assumida pelo mesmo [3]. 25

40 As linhas de amarração quando suspensas entre os pontos de amarração e ancoragem assumem uma configuração geométrica equivalente a uma catenária. Dependendo do tipo de âncora utilizada as características das configurações serão bem distintas, podendo ser classificadas em dois tipos: se a âncora for de arraste, as linhas devem ser instaladas com uma configuração chamada de catenária frouxa e diz-se que as mesmas operam no modo horizontal; se a ancoragem for feita através de estacas ou âncoras verticais, as linhas podem assumir a configuração de uma catenária esticada e, neste caso, diz-se que elas operam no modo vertical, ou taut. Em ambos os casos, os esforços ao longo da linha podem ser calculados através das equações de equilíbrio da catenária. Estas equações podem ser desenvolvidas para linhas homogêneas ou mistas (composta por trechos de diferentes materiais). No caso de linhas homogêneas a solução das equações pode ser obtida analiticamente, propiciando uma compreensão melhor do comportamento da catenária. No caso de linhas mistas a solução só pode ser obtida através de um processo numérico iterativo. O equacionamento a seguir foi desenvolvido para uma linha operando no modo horizontal, que corresponde à configuração usualmente utilizada nos sistemas de ancoragem. Para uma melhor visualização do comportamento estático de uma linha de amarração, o solo marinho foi considerado plano e foi admitido que a linha possuía uma rigidez elástica axial infinita. O efeito da elasticidade introduz algumas correções no equacionamento, mas não invalida as conclusões gerais sobre o comportamento estático. Considere-se então uma linha com um sistema de eixos horizontal e vertical com origem no ponto de toque (touch down point). A linha tem um comprimento total L e está instalada em uma profundidade de ancoragem D. Define-se a partir da origem do sistema de coordenadas uma coordenada curvilínea s, que cresce ao longo da parte suspensa da linha. A tração atuante em cada ponto ao longo da linha é T, com componentes horizontal H e vertical V. 26

41 O equilíbrio de um elemento infinitesimal da linha de comprimento Δs fornece o seguinte balanço de forças: Forças horizontais H F H = H H 0, ou Δ T cos( θ) = 0, resultando em = [ ] = H = H cons tan te (1) 1 2 = onde: H = T cos H = T cos H = T cos ( θ ) ( θ ) ( θ) Forças verticais [ ] F = V V ( w s V Δ ), ou Δ sen( θ ) [ ( )] H Δ tan θ = w Δs (2) T = w Δs, resultando em onde: V V ( ) ( ) ( ) = T sen θ = T sen θ V= T sen θ w = peso linear submerso da linha Δs = comprimento do elemento infinitesimal Para o elemento infinitesimal Δs valem as seguintes relações geométricas: Δy ( Δs) = ( Δx) + ( Δy) Δs= Δx 1 + ou Δx onde : tan Δy ( θ) = Δx 2 27

42 Levando estas relações na equação (2) obtêm-se: y H Δ w x y Δ = Δ 1 + x Δ Δ Δx No limite, quando Δs 0 obtêm-se: 2 2 H d 2 y dy = w + dx 1 (3) 2 dx Esta é a equação diferencial da catenária, que quando integrada fornece as equações de equilíbrio estático da mesma. Omitindo por simplicidade o desenvolvimento desta solução, o resultado final fornece: H w x y = w cosh 1 H (4) H w x s = senh w H (5) V = w s (6) T= w y+ H (7) T = H + V (8) As duas primeiras equações acima são as equações da curva assumida pela parte suspensa da linha, que é a curva da catenária. As três últimas equações fornecem os valores dos esforços atuantes ao longo da linha, e é fácil verificar através da equação (7) que a maior tração na linha, para linhas homogêneas, ocorre no ponto de amarração, onde y = D, que é o maior valor possível da coordenada y. Este fato explica porque de um modo geral o dimensionamento das linhas é feito com base nos esforços que atuam no ponto de amarração. Da equação (7) pode-se verificar também que no ponto de toque (y = 0) a tração na linha é igual à componente horizontal H. Este esforço H aplicado no ponto de toque 28

43 tende a puxar sobre o solo a parte da linha que se encontra nele apoiada, causando o aparecimento de uma força de atrito entre esta porção da linha e o solo que tende a aliviar a carga sobre a âncora. A força de arraste atuando na âncora é dada por: ( ) Fa = H μ w L S onde : S = comprimento suspenso da linha; μ = coeficiente de atrito entre a linha e o solo; F a = força de arraste na âncora. Combinando-se as equações (4) até (8) pode-se obter relações que são de maior aplicação prática no projeto das linhas. Estas relações são as seguintes: S= D 1 + 2H wd (9) T w D H a = + (10) V = a w S (11) cos( θ a ) w D = 1 (12) T a onde : T a = tração no ponto de amarração; V a = componente vertical da tração no ponto de amarração; plano horizontal θ a = ângulo no topo da linha (ponto de amarração) em relação ao A equação (12) mostra que, para um dado peso w e profundidade D fixos, o ângulo no topo da linha varia com a tração T a no ponto de amarração. Quanto maior a tração menor será o ângulo e vice-versa. Este é um resultado intuitivo que se verifica de imediato na prática. A componente horizontal H da tração, quando considerada no ponto de amarração, é chamada de força de restauração da linha. No projeto de um sistema de ancoragem deseja-se conhecer como esta força de restauração varia com o passeio 29

44 no plano horizontal. Utilizando-se as equações acima é possível determinar este comportamento da força de restauração em função do deslocamento do ponto de amarração da linha Elementos do Sistema de Ancoragem Uma unidade flutuante de perfuração ou produção permanece fisicamente conectada ao fundo do mar através de cabos de aço e/ou amarras. Tais elementos são conhecidos como linhas de ancoragem e, nas suas extremidades, os esforços são transmitidos para o solo marinho por meio de âncoras. Na figura 2.11 abaixo estão indicados os elementos do sistema de ancoragem de uma plataforma semi-submersível, ancorada por oito linhas de ancoragem, que é o arranjo normalmente utilizado em plataformas de perfuração. Figura 2.11 Elementos de ancoragem de uma semi-submersível 30

45 Este número de linhas é variável, e é determinado com antecedência na fase de projeto do sistema de ancoragem. De acordo com a lâmina d água, as linhas de ancoragem podem ser formadas por amarras, cabos ou uma composição mista formada por cabo e amarra para operar em águas profundas. A composição e número de linhas de ancoragem são calculados com o objetivo de manter a unidade flutuante dentro de certos limites horizontais (deriva ou offset), que é medido normalmente em percentual da lâmina d água. Para unidades de perfuração, durante operações normais, a deriva máxima admissível fica em 6% da lâmina d água, porém este limite é reduzido para 2% a 3% em operações especiais, como na descida de revestimento, descida de BOP, etc. Para unidades de produção, limita-se a deriva em função das características das linhas flexíveis de produção conectadas à unidade, que não devem sofrer grandes solicitações à tração. Em geral a deriva máxima projetada para unidades de produção situa-se na faixa de 12% para linhas intactas e 18% para uma linha rompida. A seguir será descrito detalhadamente cada elemento do sistema de ancoragem Linhas de amarração As linhas de amarração de unidades flutuantes podem ser construídas a partir de amarras ou correntes de elos de aço, cabos de aço, cabos sintéticos ou através da combinação destes tipos de material. A característica fundamental destes materiais é que os mesmos apresentam uma boa flexibilidade ou, em outras palavras, uma rigidez à flexão desprezível. É esta característica que leva as linhas de amarração a assumirem a forma de uma catenária quando instaladas numa unidade flutuante [2]. Inúmeros arranjos para formação das linhas, envolvendo a combinação de diferentes tipos de material, dimensões e localizações de bóias e poitas, podem ser construídos para satisfazer os requisitos de desempenho do sistema de ancoragem. 31

46 Correntes ou Amarras As amarras empregadas em sistemas de ancoragem de unidades offshore são formadas pela ligação consecutiva de elos fabricados a partir de barras de aço circulares. Os elos comumente empregados nestas amarras estão esquematizados na figura O tamanho de uma amarra é definido pelo diâmetro nominal da barra de aço a partir da qual o elo é fabricado, conforme está representado na figura Para aplicação offshore as amarras são normalmente classificadas em 6 (seis) categorias ou graus que variam de acordo com a resistência mecânica ou tração de ruptura da amarra. O que confere uma maior ou menor resistência, ou um maior ou menor grau a amarra, é o tipo de tratamento térmico sofrido pelo elo durante sua fabricação. Figura Elo comum de uma amarra (com e sem malhete). Os graus de classificação das amarras de aplicação offshore são os seguintes: Grau 2; Grau 3; Grau ORQ (Oil Rig Quality); Grau ORQ + 10%; Grau ORQ + 20%; Grau 4. 32

47 Basicamente, para um mesmo diâmetro de amarra, apenas a tração de ruptura e o coeficiente de elasticidade (área seccional do elo x módulo de elasticidade equivalente) se alteram quando se modifica o grau da mesma. Para os graus ORQ + 10% e ORQ + 20% as trações de ruptura são, respectivamente, 10% ou 20% maior do que o valor desta tração para o grau ORQ, para um mesmo diâmetro. Toda amarra fabricada dentro dos padrões internacionais de qualidade recebe uma certificação emitida por entidades idôneas que permite a sua utilização com um alto índice de confiança. As amarras de grau ORQ têm sido largamente utilizadas em operações offshore ao longo dos anos, principalmente na ancoragem de unidades de perfuração. As amarras grau 3 são similares às de grau ORQ e as amarras grau 2 não são de um modo geral recomendadas para aplicação na maioria dos sistemas de ancoragem offshore (são aplicadas normalmente em navios mercantes). O gráfico da figura 2.13 indica a carga de ruptura para cada diâmetro e grau de amarra. Figura 2.13 Carga de Ruptura de Amarras 33

48 Para sistemas de ancoragem projetados para suportar condições ambientais muito severas é natural que se procure utilizar amarras de maiores diâmetros e, conseqüentemente, com maior peso e resistência mecânica. Neste caso torna-se atrativo o uso de amarras de graus superiores, como ORQ + 10%, ORQ + 20% e grau 4, uma vez que se pode conseguir a mesma resistência com diâmetros e pesos menores. Segundo o Instituto Americano de Petróleo (API), em muitos projetos tem-se preferido o uso do grau ORQ + 20% devido a sua maior facilidade de fabricação. Os fabricantes de amarras fornecem, de um modo geral, os seguintes dados de catálogo, para cada grau fabricado: diâmetro nominal; peso linear no ar; coeficiente de elasticidade; tração de ruptura da amarra. A tabela 2.1 a seguir mostra os pesos lineares típicos das amarras, em função do diâmetro. Estes pesos de um modo geral independem do grau da amarra. Em relação aos outros tipos de material empregados nas linhas, as amarras são as que apresentam a maior relação peso/resistência, ou seja, para uma dada tração de ruptura o peso linear da amarra correspondente é bem superior ao do cabo de aço ou sintético equivalente. Em relação aos cabos de aço, as amarras apresentam em geral um peso linear de 3 a 5 vezes maior para uma mesma tração de ruptura. Em relação à cabos sintéticos, como por exemplo o poliéster, as amarras apresentam um peso linear cerca de 30 vezes maior, também para a mesma tração de ruptura. Esta característica limita o uso, em grandes lâminas d'água, de linhas constituídas apenas de amarras, uma vez que grande parte de sua resistência mecânica será comprometida apenas para suportar o seu próprio peso, diminuindo com isto a capacidade de restauração do sistema de ancoragem. Além disto, as linhas formadas apenas por amarras, quando empregadas em lâminas d'água profundas, provocam uma penalização na capacidade de carga da unidade flutuante, também devido ao seu alto peso próprio. 34

49 Tabela Pesos lineares típicos das amarras DIÂMETRO DE PESO DIÂMETRO DE PESO AMARRA LINEAR AMARRA LINEAR (mm) (KG/m) (mm) (KG/m) Na referência [6], um estudo mostra que não é economicamente viável o uso exclusivo de amarras em lâminas d'água superiores a aproximadamente 400m, que é, na prática, um valor consensual adotado por projetistas. Por outro lado, as amarras apresentam uma resistência à abrasão com o solo marinho bem superior aos cabos de aço ou sintéticos. Por isto, são mais indicadas para formar o trecho da linha que permanecerá sempre em contato com o solo marinho, quando se utiliza linhas de composição mista, ou seja, formadas pela união de trechos de diferentes materiais. Nesta posição, inclusive, o peso próprio maior das 35

50 amarras passa a ser um benefício, já que propicia uma força de atrito maior entre o solo e a linha, colaborando assim com a capacidade de garra da âncora. As amarras empregadas em sistemas de ancoragem de unidades flutuantes devem, preferencialmente, ser fabricadas em seu comprimento nominal de projeto. Isto evita a necessidade de uso dos elos ou acessórios de ligação para unir vários trechos da linha, uma vez que estes acessórios normalmente se constituem no ponto fraco das linhas, principalmente no que diz respeito à resistência à fadiga. Em termos de resistência ou vida à fadiga os fabricantes de amarras normalmente não fornecem dados a este respeito, sobre seus produtos. No entanto, o cálculo da vida à fadiga das linhas que compõem um sistema de ancoragem de uma unidade de produção permanente é hoje uma exigência das Sociedades Classificadoras. Para contornar esta lacuna as indústrias petrolíferas têm, de um modo geral, patrocinado inúmeros ensaios junto a entidades de pesquisa, de modo a propiciar a formação de bancos de dados confiáveis sobre as características de resistência à fadiga dos diversos materiais empregados nas linhas de amarração. A Norma API RP 2FP1 [7], datada de 1993, apresenta duas curvas para estimativas da vida à fadiga de amarras e cabos de aço, obtidas da combinação de resultados de diversos ensaios com estes materiais. Estas curvas são do tipo T-N (T = dupla amplitude da tração oscilatória aplicada nas extremidades dos corpos de prova; N = número de ciclos decorridos até a falha do material), e a que se aplica às amarras está baseada em ensaios com elos de corrente comuns, com malhete, e de grau ORQ. No caso de amarras de graus superiores, comenta-se na mesma referência que, os dados sobre fadiga são raros e que, na ausência de informações precisas, a curva referente ao grau ORQ pode ser utilizada, desde que certos cuidados sejam tomados. Cabos de Aço Os cabos de aço são constituídos de fios de aço que são enrolados formando pernas. Estas pernas são então enroladas em espirais em torno de um elemento 36

51 central, denominado de núcleo ou alma, que pode ser de aço ou de outro material qualquer. Os cabos de aço são especificados por uma série de números e letras. Como a seqüência destes números e letras varia, deve-se ter atenção para especificar todas as propriedades do cabo. O diâmetro do cabo, ou a sua dimensão, é o diâmetro máximo que pode ser medido numa secção indeformada do cabo. Em geral, os cabos de aço são classificados em função de suas características construtivas. Nestas classificações o cabo de aço é designado por dois números, tal como O primeiro número indica a quantidade de pernas do cabo e o segundo número indica a quantidade de fios em cada perna. O aumento do número de fios em cada perna torna o cabo mais flexível além de aumentar a sua resistência mecânica e sua resistência à fadiga. Além da quantidade pode-se também alterar o diâmetro dos fios para se obter uma determinada propriedade física do cabo. Outra característica construtiva utilizada para se especificar um cabo de aço é a sua torcedura. Torcedura do cabo é a combinação da maneira pela qual cada fio de aço é trançado, para formar a perna, com o arranjo de cada perna em torno do núcleo. Os modos convencionais são: a) torcedura diagonal ou cruzada (right regular lay), na qual os fios de aço e as pernas são torcidos em sentidos opostos; b) torcedura lang ou paralela (lang lay), na qual os fios e as pernas são torcidos no mesmo sentido. Normalmente a torcedura diagonal é recomendada porque a probabilidade de distorcer é menor que a outra. No entanto, ultimamente têm surgido outros arranjos tais como perna espiral (spiral strand) e multi-pernas (multi-strand), que estão mostrados na figura As principais vantagens deste tipo de cabo são: 1) não há geração de torque no cabo quando o mesmo é tracionado; 2) para um mesmo diâmetro nominal a tensão de ruptura é superior ao de configuração convencional. Além da classificação por construção, os cabos de aço são também classificados por grupos, levando-se em conta os procedimentos construtivos, peso e tensão de 37

52 ruptura. A nomenclatura utilizada para caracterizar estes grupos é semelhante à empregada para caracterizar a construção. Por exemplo, um cabo comumente utilizado para ancoragem é do grupo 6 X 37. O primeiro número neste caso ainda indica a quantidade de pernas, mas o segundo número não indica a quantidade de fios por perna, que neste grupo pode ser de 27 a 49 fios. Desta forma, para evitar confusões, as duas classificações são freqüentemente utilizadas para especificar o cabo para ancoragem de unidades flutuantes. A seguir é dada uma breve descrição dos principais grupos de cabos: 6 X 7: os cabos deste grupo são feitos de fios grossos, que proporcionam a máxima resistência ao desgaste; é empregado para reboques e transmissões; 6 X 19: os cabos deste grupo são os mais populares; tem bom compromisso entre flexibilidade e resistência ao desgaste, resultando num bom cabo para serviços gerais; 6 X 37: os cabos deste grupo são extremamente flexíveis e são usados quando a flexibilidade é a consideração principal e o desgaste por atrito não é rigoroso. Figura Arranjos dos cabos de aço de amarração. Na tabela 2.2 são apresentados as propriedade físicas dos cabos de aço spiral strand. O núcleo do cabo pode ser um cabo de aço independente (IWRC - independent wire rope core), uma perna de aço (WSC - wire strand core) ou de fibra (fiber). 38

53 Normalmente o IWRC é o preferido para as embarcações de perfuração e de produção porque são mais resistentes à tração e à fadiga que os demais. Tabela Especificação de cabos de aço Spiral Strand Diâmetro Peso Linear Tensão de Rigidez Elástica-EA (pol) Submerso (kg/m) Ruptura (kn) (kn) E E E E E+06 O cabo de aço, de acordo com a resistência dos fios de aço que o compõe, pode ser classificado em: a) plow steel (PS - aço de média resistência para cabo) b) improved plow steel (IPS - aço de alta resistência para cabo) c) extra improved plow steel (EIPS) Para cabos de amarração normalmente são recomendados os cabos IPS e EIPS. Quanto ao acabamento, normalmente os cabos são galvanizados para aumentar a resistência à corrosão. Os cabos de aço atualmente são pré-moldados (performed), isto é, os fios e as pernas são previamente postos na forma que terão finalmente no cabo. Este tipo de cabo são mais flexíveis e enrolados mais facilmente que os não pré-moldados e são tidos como de maior resistência à fadiga. Cabo Sintético Dentre as várias alternativas de cabos sintéticos, o cabo de poliéster vem sendo aplicado com sucesso como componente de linhas de ancoragem no modo taut-leg. Apresentam como principal vantagem o seu reduzido peso imerso e baixo custo de fabricação. 39

54 A tabela 2.3 a seguir mostra os pesos lineares de cabos de poliéster e de suas coberturas, em função do diâmetro e a figura 2.15 apresenta a construção usual do poliéster. Tabela Pesos Lineares e Tração de Ruptura dos Cabos de Poliéster Diâmetro Peso Total Peso do Cabo Peso da Cobertura Tração Mín. de Ruptura. (mm) (Kg/100m) (Kg/100m) (Kg/100m) (Ton)

55 Figura 2.15 Construção típica de cabos de poliéster Cabos de poliéster são normalmente fornecidos com um revestimento protetor cuja função é minimizar os efeitos da radiação solar, do ataque de micro-organismos, abrasão e mordida de peixe. Duas características próprias dos cabos de poliéster são: fluência do material (creep); variação significativa do módulo de elasticidade com a variação da freqüência e amplitude de oscilação. A deformação sofrida pelo cabo de poliéster após os primeiros meses em operação (creep primário) é recuperada através do retensionamento da linha de ancoragem. Quanto à variação apresentada pelo módulo de elasticidade, valores típicos para oscilações estáticas (baixas freqüências) e dinâmicas (altas freqüências) são respectivamente 7.5 MPa e 16 MPa. Devido à baixa resistência à abrasão apresentada pelos cabos sintéticos em geral, estes materiais não podem manter contato com a subsuperfície de modo que, sistemas compostos por linhas destes materiais, ou devem ser sistemas taut-leg (sem trecho apoiado no fundo) ou devem apresentar linhas mistas, com o trecho apoiado no fundo de outro material (por exemplo, amarras). 41

56 Clump Weight e Bóias nas Linhas de Amarração As vezes, clump weight é incorporado nas linhas de amarração para melhorar o desempenho ou reduzir o custo. O clump weight é colocado na porção da amarra ainda próxima ao fundo do mar e ela se comporta como se estivesse substituindo um certo comprimento da amarra e assim aumentando a força de restauração. No entanto, a utilização de clump weight torna o projeto da linha de amarração mais complexo, podendo ocorrer amplificações dinâmicas indesejáveis no sistema, além do aterramento do próprio clump weight. As bóias, por sua vez, são conectadas para suspender a linha de amarração, e as suas vantagens são: a) reduz o peso da linha de amarração que necessita ser suportado pela unidade flutuante; b) reduz os efeitos dinâmicos da linha em águas profundas; c) reduz o afastamento da embarcação para uma dada linha e pré-tensão, isto é, aumenta a força de restauração. As desvantagens principais deste sistema são: a) o sistema de amarração torna-se mais complexo; b) dificuldade de manuseio para lançamento e recuperação do trecho com a bóia. Resultados apresentados na referência [8] mostram que as vantagens mencionadas apenas são verificadas em sistemas de ancoragem tradicionais (trecho de linha apoiado no fundo). Para se obter estas vantagens em sistemas taut-leg, seria necessário uma bóia com flutuabilidade muito grande, deixando de ser atrativo do ponto de vista econômico Pontos de Fixação no leito marinho As linhas de amarração possuem inicialmente, na sua terminação, dispositivos fixos ao solo marinho, cuja principal função seria resistir aos esforços verticais e horizontais conduzidos pelos mesmos. Estes dispositivos, denominados de âncoras, são assim classificados: 42

57 a) âncora de arraste (drag embedment anchors); b) estacas (sucção, grouted, e torpedo); c) âncora de gravidade (gravity anchor); d) âncora de carga vertical (VLA). Uma âncora deve atender aos seguintes requisitos básicos: Ter um alto poder de garra; Unhar e penetrar rapidamente no solo marinho; Possuir estabilidade na sua posição de trabalho; Necessitar de baixa força para sua retirada. Destes fatores, o poder de garra é o principal parâmetro para se comparar a performance de diversos tipos de âncoras, e é também o principal fator para a seleção da âncora, que é feita durante o projeto do sistema de ancoragem, baseada nas cargas calculadas para a linha de ancoragem. Âncora de Arraste Este é o sistema de âncora convencional, projetada para se aprofundar no solo marinho na medida em que é arrastada até se fixar firmemente. Como ela não suporta esforços verticais, é necessário que a linha de amarração tangencie o solo marinho na medida em que se aproxima do ponto de conexão com a âncora para o máximo esforço ambiental agindo na unidade flutuante. A tecnologia para as âncoras de arraste tem avançado consideravelmente nos últimos anos, sendo que os de última geração apresentam um desempenho extremamente satisfatório mesmo em solo arenoso e é a opção preferida na engenharia oceânica devido a sua facilidade de instalação e desempenho já comprovados. A figura 2.16 apresenta um exemplo de âncora de arraste. 43

58 Figura Âncora de arraste de alto poder de garra Estacas Podem ser do tipo cimentada (grouted), sucção (figura 2.18) e torpedo (figura 2.17). A diferença entre estas duas últimas alternativas é a forma de cravação. A âncora torpedo, também conhecida como free fall pile é uma patente da PETROBRAS que vem sendo usada com sucesso para a ancoragem de UEPs. A estaca torpedo, com uma geometria hidrodinâmica, é solta de uma dada altura do leito marinho e atinge uma velocidade terminal até o momento do impacto. A resistência ao arrancamento da estaca, tanto torpedo como de sucção, é função das características do solo e da profundidade de penetração. Estas estacas garantem grande resistência tanto no sentido vertical como no horizontal. Elas não exigem comprimentos longos de amarra sobre o leito marinho, como ocorre com a âncora de arraste, e tornam-se atrativas em zonas congestionadas por equipamentos e linhas submarinos. A estaca torpedo destaca-se pelo seu baixo custo de fabricação e instalação. Figura 2.17 Estaca torpedo Figura 2.18 Estaca de sucção 44

59 Âncoras de Gravidade Este tipo de âncora é como clump weight, isto é, pesos que são lançados no fundo do mar. O material normalmente utilizado é concreto ou aço e a resistência ao esforço horizontal é garantida pelo atrito entre a âncora e o solo. Já a resistência vertical depende do peso submerso da âncora. VLA (Vertically Loaded Anchor) São âncoras que possuem uma grande área de pata, de forma similar a uma arraia manta, e fornecem uma grande resistência ao arrancamento vertical (função da penetração na cravação). Foram usadas com sucesso pela PETROBRAS antes da adoção das estacas torpedo. A figura 2.19 apresenta um exemplo de âncora VLA. Figura Âncora VLA Acessórios Existem vários elementos que fazem parte das linhas de ancoragem, que podem ser denominados como acessórios do sistema de ancoragem, sendo utilizados com diversas finalidades. Para efeito didático podem ser divididos em acessórios de amarras, acessórios de cabos e acessórios diversos. 45

60 Acessórios de Amarras Na figura 2.20 estão indicados alguns dos acessórios utilizados nas amarras. Destes, os principais são: elo alongado, elo final, elo kenter, elo pêra, destorcedor ou tornel (swivel) e manilhas (shackle). O importante a destacar é que as falhas nas linhas de amarração ocorrem geralmente nas conexões. Desta forma deve-se tentar usar o menor número de elementos de conexão numa linha, e estas antes de serem instaladas devem ser rigorosamente inspecionadas. No caso do cabo de aço, uma atenção especial deve ser dada ao procedimento adotado para a colocação dos soquetes na extremidade dos mesmos. Figura 2.20 Acessórios de Amarras O elo alongado e elo final são utilizados nas extremidades das amarras quando se pretende fazer a conexão utilizando manilhas, e têm dimensões muito maiores do que os elos comuns. Só são normalmente empregados próximo às âncoras ou como últimos elos da amarra, ligados ao pino de braga existente no paiol, pois suas dimensões não permitem sua passagem pelas coroas de barbotin. No caso de emenda de amarras que necessitam passar por coroas de barbotin são utilizados elos kenter ou baldt, que possibilitam fazer a união entre dois elos comuns, e têm dimensões ligeiramente maiores do que estes últimos. 46

61 A figura 2.21 mostra um elo pêra e um elo baldt desmontados, visualizando-se seus vários componentes. O elo pêra além de ser utilizado para fazer conexão entre amarras também já foi utilizado para fazer ligação entre cabo de ancoragem e amarra, em alguns projetos de unidades de produção flutuantes da PETROBRAS. Figura 2.21 Elo tipo Baldt e elo tipo Pêra O destorcedor (swivel) é utilizado geralmente próximo das âncoras com a finalidade, como o próprio nome já indica, de não permitir que a torção existente naturalmente na amarra seja transmitida à âncora e cause um giro na mesma, resultando numa perda do poder de garra. Podem ser do modelo indicado na figura 2.20 ou do tipo indicado na figura 2.22, também conhecido como manilha giratória (swivel shackle). Este último é conectado diretamente na haste da âncora e substitui a manilha de âncora e o swivel comum. 47

62 Figura Swivel Acessórios de Cabos Dependendo da aplicação, vários tipos de terminações podem ser empregados nas extremidades dos cabos de aço, como as indicadas na figura 2.23 a seguir. Figura 2.23 Terminações de cabos de amarra 48

63 As sapatilhas são normalmente utilizadas nos pendant-lines (cabo indicadores), pois são mais robustas quanto ao manuseio pelo rolo de popa e danificam menos os cabos quando armazenados nos guinchos dos rebocadores do que os soquetes. Podem ser do tipo compacta ou pesada conforme a figura 2.23, ou do tipo pesada com reforço, que é a mais utilizada, conforme aparece na figura 2.24, conectada ao olhal de uma bóia por uma manilha. Figura 2.24 Sapatilha pesada com reforço Os cabos de ancoragem das unidades de perfuração e produção e os cabos de reboque das embarcações de manuseio de âncoras sempre possuem soquete nas suas terminações, pois estes acessórios têm maior eficiência do que as sapatilhas. Podem ser do tipo aberto ou fechado, como o indicado na figura 2.25, e são sempre chumbados ao cabo por metal patente ou resina epoxi, sendo esta atualmente mais utilizada por fabricantes no exterior. Outro tipo de soquete recentemente empregado nos cabos de ancoragem das plataformas da PETROBRAS é o PEE-WEE (figura 2.26), que por não possuir um pescoço tão longo quanto o soquete normal, consegue ser melhor armazenado nos tambores dos guinchos e passar pelo rolo de popa dos rebocadores sem quebrar, mesmo com alta tração aplicada. 49

64 Figura Soquete Figura 2.26 Soquete Pee-wee As unidades de produção para lâmina d água em torno de m, empregam cabos de ancoragem de até 127 mm de diâmetro. Para estes projetos são empregados soquetes fabricados em chapas de aço soldadas com dimensões muito grandes, conforme pode ser observado na figura Figura 2.27 Soquete em chapa de aço 50

65 Acessórios Diversos Neste item serão abordados de forma sucinta os demais acessórios que fazem parte das linhas de ancoragem, tais como: bóias, garatéia, caçadores, etc. Bóias são muito utilizadas em sistemas de ancoragem convencionais, onde sua função é sinalizar o ponto onde se encontra a âncora para permitir o seu recolhimento na operação de desancoragem, conforme pode ser visto na figura Figura 2.28 Ilustração de uma bóia São também empregadas no sistema pré-lançado como bóias de espera, conectadas aos pendant-lines que por sua vez ficam conectados às linhas de ancoragem pré-lançadas. Para pescar uma âncora que tenha seu pendant-line rompido são utilizados chain-chasers ou garatéias, cujas fotos estão nas figuras 2.29 e

66 Sua aplicação depende principalmente da composição da linha de ancoragem, sendo que o chain-chaser pode ser utilizado tanto em cabos de aço quanto em amarras. Já a garatéia só é utilizada em amarras, pois sua aplicação em cabos pode danificá-los. Figura chain-chaser Figura garatéia Uma evolução do processo de pescaria utilizando chain-chaser é o emprego do caçador permanente. Basicamente, o caçador corre pela linha de ancoragem, e é utilizado tanto em cabos de aço quanto amarras. Existem vários tipos de caçadores, alguns com um sistema mais engenhoso para proteger a linha de ancoragem, equipados com um rolete. Alguns tipos de caçadores permanentes estão mostrados nas figuras 2.31 e Figura 2.31 Figura 2.32 Exemplo de Caçador Permanente (a) Exemplo de Caçador Permanente (b) 52

67 2.2.4 Conceitos Básicos do Projeto de um Sistema de Ancoragem O projeto de um sistema de ancoragem consiste basicamente na determinação ou especificação dos seguintes parâmetros, segundo a referência [3]: número de linhas do sistema; arranjo de ancoragem; configuração geométrica de cada linha do sistema (raio de ancoragem e comprimento total da linha); composição e dimensões dos materiais de cada linha; pré-tração em cada linha de amarração; tipo, peso e posição da âncora de cada linha; tipo, dimensões e características do hardware de superfície. Um sistema assim especificado estará apto a ser instalado numa unidade flutuante desde que satisfaça uma série de requisitos e critérios de projeto estabelecidos nas normas das sociedades classificadoras. Estes critérios normalmente estabelecem limitações para as seguintes variáveis básicas de projeto: offset máximo da unidade; tensões máximas admissíveis nas linhas de amarração (coeficiente de segurança), seja para o sistema intacto ou para o sistema avariado (com uma de suas linhas rompidas); cargas máximas (coeficientes de segurança) sobre as âncoras; comprimento mínimo das linhas para satisfazer as características operacionais das âncoras utilizadas; vida em fadiga mínima dos componentes das linhas de amarração. O procedimento de projeto de um sistema de ancoragem deve, portanto, contemplar o cálculo destas variáveis e a verificação de que os valores calculados satisfazem os critérios de projeto. Em geral, o que governa o projeto de um sistema de ancoragem é o cálculo das tensões máximas nas linhas de amarração, ou seja, o dimensionamento mecânico das mesmas, que também envolve o cálculo da vida em fadiga. A avaliação das demais variáveis é normalmente conseqüência do processo de dimensionamento mecânico. 53

68 O dimensionamento mecânico está por natureza associado ao cálculo dos esforços nas linhas que, por sua vez, depende da avaliação das solicitações ou do carregamento atuante sobre elas. As solicitações sobre uma linha de amarração são provenientes da ação ambiental direta sobre elas (ondas e correnteza), do atrito entre as linhas e o solo marinho e dos deslocamentos e movimentos impostos pela unidade ao ponto de amarração de cada linha. Destas solicitações a mais importante, ou seja, a que provoca os maiores esforços nas linhas, é a proveniente dos movimentos e deslocamentos impostos pela unidade e, portanto, sua avaliação é uma etapa fundamental no projeto do sistema de ancoragem. Estes deslocamentos e movimentos são provocados pelas forças ambientais provenientes da ação das ondas, ventos e correntezas sobre a unidade, e dependem basicamente da intensidade e direção de incidência da ação ambiental e da rigidez do sistema de ancoragem. Portanto, a fase inicial do projeto de um sistema de ancoragem deve necessariamente contemplar o cálculo das forças ambientais atuantes sobre a unidade flutuante. Para que o cálculo destas forças redunde em dados apropriados para o dimensionamento do sistema de ancoragem é necessário que se estabeleça previamente um modelo capaz de representar adequadamente a ação ambiental e seus efeitos sobre a unidade e que, como conseqüência, permita sistematizar o procedimento de cálculo, tanto dos esforços atuantes nas linhas, como das demais variáveis estabelecidas nos critérios de projeto. Em outras palavras pode-se dizer que os procedimentos empregados na indústria petrolífera, no projeto de sistemas de ancoragem, são estabelecidos tendo por base um modelo que procura representar, da forma mais apropriada possível, tanto a ação ambiental sobre a unidade ancorada, como a resposta da mesma a esta ação, em termos de deslocamentos. Este modelo tem esta característica porque é a ação dos agentes ambientais, em última análise, a responsável pelas solicitações sobre o sistema de ancoragem. 54

69 2.3 ENSAIOS Nos séculos passados, como a construção dos objetos era essencialmente artesanal, não havia um controle de qualidade regular dos produtos fabricados. Um desgaste prematuro que conduzisse à rápida quebra da ferramenta era o método racional que qualquer um aceitava para determinar a qualidade das peças, ou seja, a análise da qualidade era baseada no comportamento do objeto depois de pronto. O acesso a novas matérias-primas e o desenvolvimento dos processos de fabricação obrigaram à criação de métodos padronizados de produção, em todo o mundo. Ao mesmo tempo, desenvolveram-se processos e métodos de controle de qualidade dos produtos. Atualmente, entende-se que o controle de qualidade precisa começar pela matéria-prima e deve ocorrer durante todo o processo de produção, incluindo a inspeção e os ensaios finais nos produtos acabados. Nesse quadro, é fácil perceber a importância dos ensaios de materiais: é por meio deles que se verifica se os materiais apresentam as propriedades que os tornarão adequados ao seu uso. Os ensaios mecânicos dos materiais são procedimentos padronizados que compreendem testes, cálculos, gráficos e consultas a tabelas, tudo isso em conformidade com normas técnicas. Realizar um ensaio consiste em submeter um objeto já fabricado ou um material que vai ser processado industrialmente a situações que simulam os esforços que eles vão sofrer nas condições reais de uso, chegando a limites extremos de solicitação. Tipos de ensaios mecânicos Existem vários critérios para classificar os ensaios mecânicos. A classificação que adotaremos neste módulo agrupa os ensaios em dois blocos: 55

70 ensaios destrutivos; ensaios não destrutivos. Ensaios destrutivos são aqueles que deixam algum sinal na peça ou corpo de prova submetido ao ensaio, mesmo que estes não fiquem inutilizados. Exemplos de ensaios destrutivos são: tração compressão cisalhamento dobramento flexão embutimento torção dureza fluência fadiga impacto Ensaios não destrutivos são aqueles que após sua realização não deixam nenhuma marca ou sinal e, por conseqüência, nunca inutilizam a peça ou corpo de prova. Por essa razão, podem ser usados para detectar falhas em produtos acabados e semi-acabados. Exemplos de ensaios não destrutivos são: visual líquido penetrante partículas magnéticas ultra-som radiografia industrial A seguir serão descritos os tipos de ensaios realizados durante os estudos para elaboração desta dissertação. Informações sobre todos os tipos de ensaios são facilmente obtidos na literatura, e o detalhamento aqui tornaria excessivo o nível de informações, fugindo do escopo principal estudado. 56

71 As descrições dos ensaios de Tração, Dureza Brinell, Dureza Rocwel, Fadiga e Impacto a seguir foram elaboradas baseando-se na referência [9] Ensaio de Tração As propriedades mecânicas constituem uma das características mais importantes dos metais em suas várias aplicações na engenharia, visto que o projeto e a fabricação de produtos se baseiam principalmente no comportamento destas propriedades. A determinação das propriedades mecânicas dos materiais é obtida por meio de ensaios mecânicos, realizados no próprio produto ou em corpos de prova de dimensões e formas especificadas (figura 2.33), segundo procedimentos padronizados por normas brasileiras e estrangeiras. O ensaio de tração consiste em submeter o material a um esforço que tende a alongá-lo até a ruptura. Os esforços ou cargas são medidos na própria máquina de ensaio. No ensaio de tração o corpo é deformado por alongamento, até o momento em que se rompe. Os ensaios de tração permitem conhecer como os materiais reagem aos esforços de tração, quais os limites de tração que suportam e a partir de que momento se rompem. Figura 2.33 Corpo de Prova de ensaio de tração Há dois tipos de deformação, que se sucedem quando o material é submetido a uma força de tração: a elástica e a plástica. 57

72 Deformação elástica: não é permanente. Uma vez cessados os esforços, o material volta à sua forma original. Deformação plástica: é permanente. Uma vez cessados os esforços, o material recupera a deformação elástica, mas fica com uma deformação residual plástica, não voltando mais à sua forma original. Diagrama Tensão-Deformação Para comparar dados entre ensaios de tração com tamanhos de corpos de prova diferentes usa-se os termos tensão e deformação de engenharia. Tensão de engenharia: onde: F [N] Força instantânea aplicada ao corpo de prova na direção perpendicular da seção do mesmo; A 0 [m 2 ] Seção inicial; Deformação de engenharia: onde: L i [m] Comprimento instantâneo em determinado momento do ensaio; L 0 [m] Comprimento instantâneo em determinado momento do ensaio; Quando um corpo de prova é submetido a um ensaio de tração, a máquina de ensaio fornece um gráfico que mostra as relações entre a força aplicada e as deformações ocorridas durante o ensaio. 58

73 Este gráfico é conhecido por diagrama tensão-deformação, e pode ser verificado na figura Figura 2.34 Diagrama Tensão-Deformação Analisando o diagrama tensão-deformação passo a passo, é possível conhecer cada uma das propriedades que ele permite determinar. A primeira delas é o limite elástico (figura 2.35). Figura 2.35 Limite elástico no diagrama tensão-deformação O limite elástico recebe este nome porque, se o ensaio for interrompido antes deste ponto e a força de tração for retirada, o corpo volta à sua forma original. Na fase elástica os metais obedecem à lei de Hooke. Suas deformações são diretamente proporcionais às tensões aplicadas. 59

74 Módulo de elasticidade Na fase elástica, se a tensão for dividida pela deformação, em qualquer ponto, obtém-se sempre um valor constante. Este valor constante é chamado módulo de elasticidade. A expressão matemática dessa relação é: representa o módulo de elasticidade. T E =, onde E é a constante que ε O módulo de elasticidade é a medida da rigidez do material. Quanto maior for o módulo, menor será a deformação elástica resultante da aplicação de uma tensão e mais rígido será o material. Limite de proporcionalidade Porém, a lei de Hooke só vale até um determinado valor de tensão, denominado limite de proporcionalidade, que é o ponto representado no gráfico da figura 2.36 por A, a partir do qual a deformação deixa de ser proporcional à carga aplicada. Na prática, considera-se que o limite de proporcionalidade e o limite de elasticidade são coincidentes. Figura 2.36 Limite de proporcionalidade A no diagrama tensão-deformação 60

75 Escoamento Terminada a fase elástica, tem início a fase plástica, na qual ocorre uma deformação permanente no material, mesmo que se retire a força de tração. No início da fase plástica ocorre um fenômeno chamado escoamento (figura 2.37). O escoamento caracteriza-se por uma deformação permanente do material sem que haja aumento de carga, mas com aumento da velocidade de deformação. Durante o escoamento a carga oscila entre valores muito próximos uns dos outros. Figura 2.37 Limite de Escoamento Limite de resistência Após o escoamento ocorre o encruamento, que é um endurecimento por deformação plástica. Isto ocorre basicamente porque os metais se deformam plasticamente por movimento de discordâncias e estas interagem diretamente entre si ou com outras imperfeições, ou indiretamente com o campo de tensões internas de várias imperfeições e obstáculos. Estas interações levam a uma redução na mobilidade das discordâncias, o que é acompanhada pela necessidade de uma tensão maior para provocar maior deformação plástica. Nessa fase, a tensão recomeça a subir, até atingir um valor máximo num ponto chamado de limite de resistência (B), conforme apresentado no gráfico da figura

76 Para calcular o valor do limite de resistência (LR), basta aplicar a fórmula: LR = F MAX S 0 Figura 2.38 Limite de Resistência Limite de ruptura Continuando a tração, chega-se à ruptura do material, que ocorre num ponto chamado limite de ruptura (C). Figura 2.39 Gráfico tensão-deformação com indicação dos limites elástico, de proporcionalidade, de resistência e de ruptura. 62

77 Estricção É a redução percentual da área da seção transversal do corpo de prova na região onde vai se localizar a ruptura. A estricção determina a ductilidade do material. Quanto maior for a porcentagem de estricção, mais dúctil será o material Ensaio de Dureza Brinell Em 1900, J. A. Brinell divulgou este ensaio, que passou a ser largamente aceito e padronizado, devido à relação existente entre os valores obtidos no ensaio e os resultados de resistência à tração. O ensaio de dureza Brinell consiste em comprimir lentamente uma esfera de aço temperado, de diâmetro D, sobre uma superfície plana, polida e limpa de um metal, por meio de uma carga F, durante um tempo t, produzindo uma calota esférica de diâmetro d. A dureza Brinell é representada pelas letras HB. Esta representação vem do inglês Hardness Brinell, que quer dizer dureza Brinell. A dureza Brinell (HB) é a relação entre a carga aplicada (F) e a área da calota esférica impressa no material ensaiado (Ac). Em linguagem matemática: HB = F A C O ensaio Brinell é usado especialmente para avaliação de dureza de metais não ferrosos, ferro fundido, aço, produtos siderúrgicos em geral e de peças não temperadas. É o único ensaio utilizado e aceito para ensaios em metais que não tenham estrutura interna uniforme. 63

78 2.3.3 Ensaio de dureza Rockwel Neste método, a carga do ensaio é aplicada em etapas, ou seja, primeiro aplicase uma pré-carga, para garantir um contato firme entre o penetrador e o material ensaiado, e depois aplica-se a carga do ensaio propriamente dita. A leitura do grau de dureza é feita diretamente num mostrador acoplado à máquina de ensaio, de acordo com uma escala predeterminada, adequada à faixa de dureza do material (figura 2.40). Figura 2.40 Exemplo de mostrador para leitura do grua de dureza Os penetradores utilizados na máquina de ensaio de dureza Rockwell são do tipo esférico (esfera de aço temperado) ou cônico (cone de diamante com 120º de conicidade), conforme apresentado na figura

79 Figura 2.41 Penetradores utilizados na máquina de ensaio de dureza Rockwell Ensaio de Fadiga Em condições normais de uso, os produtos devem sofrer esforços abaixo do limite de proporcionalidade, ou limite elástico, que corresponde à tensão máxima que o material pode suportar. Fadiga é uma falha que pode ocorrer sob solicitações bastante inferiores ao limite de resistência do metal, isto é, na região elástica. É conseqüência de esforços alternados, que produzem trincas, em geral na superfície, devido à concentração de tensões. A fadiga é um processo progressivo, mas a ruptura é brusca e, assim, não é difícil imaginar o perigo que pode representar, uma vez que cargas variáveis ocorrem em inúmeros casos. O ensaio de resistência à fadiga é um meio de especificar limites de tensão e de tempo de uso de uma peça ou elemento de máquina. É utilizado também para definir aplicações de materiais. A ruptura por fadiga começa a partir de uma trinca (nucleação) ou pequena falha superficial, que se propaga ampliando seu tamanho, devido às solicitações cíclicas. 65

80 Quando a trinca aumenta de tamanho, o suficiente para que o restante do material não suporte mais o esforço que está sendo aplicado, a peça se rompe repentinamente. A fratura por fadiga é típica: geralmente apresenta-se fibrosa na região da propagação da trinca e cristalina na região da ruptura repentina. Tensões cíclicas Na definição de fadiga, destacou-se que ela se deve a esforços cíclicos repetidos. De maneira geral, peças sujeitas a fadiga estão submetidas a esforços que se repetem com regularidade. Trata-se das tensões cíclicas. A tensão cíclica mais comum é caracterizada por uma função senoidal, onde os valores de tensão são representados no eixo das ordenadas e o número de ciclos no eixo das abscissas. As tensões de tração são representadas como positivas e as tensões de compressão como negativas. A figura 2.42 a seguir apresenta três tipos de ciclos de tensão. Figura 2.42 Gráficos de ciclos de tensão A figura a mostra um gráfico de tensão reversa, assim chamado porque as tensões de tração têm valor igual às tensões de compressão. No gráfico b todas as tensões são positivas, ou seja, o corpo de prova está sempre submetido a uma tensão de tração, que oscila entre um valor máximo e um mínimo. 66

81 O gráfico c representa tensões positivas e negativas, como no primeiro caso, só que as tensões de compressão têm valores diferentes das tensões de tração. Curva S-N Os resultados do ensaio de fadiga geralmente são apresentados numa curva tensão-número de ciclos, ou simplesmente curva S-N. O S vem da palavra inglesa stress, que quer dizer tensão, e N representa o número de ciclos. Supondo que, para uma certa solicitação de flexão S1 o corpo de prova se rompa em um certo número de ciclos N1, e para uma solicitação S2 se rompa em N2 ciclos, e assim por diante, pode-se construir o diagrama S-N, com a tensão no eixo das ordenadas e o número de ciclos no eixo das abscissas. Observando a curva obtida (figura 2.43), nota-se que, à medida que se diminui a tensão aplicada, o corpo de prova resiste a um maior número de ciclos. Nota-se, também, que diminuindo a tensão a partir de um certo nível em que a curva se torna horizontal, o número de ciclos para o rompimento do corpo de prova torna-se praticamente infinito. Esta tensão máxima, que praticamente não provoca mais a fratura por fadiga, chama-se limite de fadiga ou resistência à fadiga do metal considerado. Figura 2.43 Curva S-N 67

82 Fatores que influenciam a resistência à fadiga Uma superfície mal acabada contém irregularidades que, como se fossem um entalhe, aumentam a concentração de tensões, diminuindo a resistência à fadiga. Defeitos superficiais causados por polimento (queima superficial de carbono nos aços, recozimento superficial, trincas etc.) também diminuem a resistência à fadiga. Tratamentos superficiais (cromeação, niquelação, etc.) diminuem a resistência à fadiga, por introduzirem grandes mudanças nas tensões residuais, além de conferirem porosidade ao metal. Por outro lado, tratamentos superficiais endurecedores podem aumentar a resistência à fadiga. O limite de fadiga depende da composição, da estrutura granular, das condições de conformação mecânica, do tratamento térmico etc. O tratamento térmico adequado aumenta não somente a resistência estática, como também o limite de fadiga. O encruamento dos aços dúcteis aumenta o limite de fadiga. O meio ambiente também influencia consideravelmente o limite de fadiga, pois a ação corrosiva de um meio químico acelera a velocidade de propagação da trinca. A forma é um fator crítico, porque a resistência à fadiga é grandemente afetada por descontinuidades nas peças, como cantos vivos, encontros de paredes, mudança brusca de seções Ensaio de Impacto As fraturas produzidas por impacto podem ser frágeis ou dúcteis. As fraturas frágeis caracterizam-se pelo aspecto cristalino e as fraturas dúcteis apresentam aparência fibrosa. 68

83 Os materiais frágeis rompem-se sem nenhuma deformação plástica, de forma brusca. Por isso, esses materiais não podem ser utilizados em aplicações nas quais sejam comuns esforços bruscos. Para estas aplicações são desejáveis materiais que tenham capacidade de absorver energia e dissipá-la, para que a ruptura não aconteça, ou seja, materiais que apresentem tenacidade. Esta propriedade está relacionada com a fase plástica dos materiais e por isso se utilizam as ligas metálicas dúcteis neste tipo de aplicação. Porém, mesmo utilizando ligas dúcteis, com resistência suficiente para suportar uma determinada aplicação, verifica-se na prática que um material dúctil pode romperse de forma frágil. Fatores que influenciam o comportamento frágil dos materiais dúcteis Um material dúctil pode romper-se sem deformação plástica apreciável, ou seja, de maneira frágil, quando as condições abaixo estiverem presentes: velocidade de aplicação da carga suficientemente alta; trinca ou entalhe no material; temperatura de uso do material suficientemente baixa. Alguns materiais são mais afetados pela velocidade alta do choque, apresentando uma sensibilidade que é chamada sensibilidade à velocidade. Uma trinca promove concentração de tensões muito elevadas, o que faz com que a maior parte da energia produzida pela ação do golpe seja concentrada numa região localizada da peça, com a conseqüente formação da fratura frágil. A existência de uma trinca, por menor que seja, muda substancialmente o comportamento do material dúctil. Esta característica do material dúctil, de comportar-se como frágil devido à trinca, é freqüentemente chamada de sensibilidade ao entalhe. 69

84 Descrição do ensaio de impacto Um dos ensaios que permitem estudar os efeitos das cargas dinâmicas é o ensaio de impacto. Este ensaio é usado para medir a tendência de um metal de se comportar de maneira frágil. O choque ou impacto representa um esforço de natureza dinâmica, porque a carga é aplicada repentina e bruscamente. No impacto, não é só a força aplicada que conta. Outro fator é a velocidade de aplicação da força. Força associada com velocidade traduz-se em energia. O ensaio de impacto consiste em medir a quantidade de energia absorvida por uma amostra do material, quando submetida à ação de um esforço de choque de valor conhecido. O método mais comum para ensaiar metais é o do golpe, desferido por um peso em oscilação. A máquina correspondente é um martelo pendular. É o chamado Ensaio de Charpy. Ensaio de Charpy O ensaio Charpy é um tipo de ensaio de impacto que se vale de um martelo pendular para caracterizar mecanicamente os materiais (figura 2.44). O ensaio Charpy é empregado, sobretudo, para medir a energia requerida, denominada tenacidade, para fraturar um corpo-de-prova de um determinado material. Apesar da grande importância do ensaio de impacto Charpy como indicador da resistência ao entalhe na seleção de materiais, os resultados obtidos são de uso limitado. Todavia, a instrumentação adequada da máquina Charpy torna o ensaio mais rico e os resultados mais proveitosos. Comparando com o ensaio convencional, é possível acompanhar o processo de fratura dos materiais ensaiados e obter informações adicionais. 70

85 Figura 2.44 Martelo pendular para ensaio de Charpy Ensaio de Tensões Residuais - Método do Furo Cego Tensões residuais são as tensões elásticas presentes em um corpo (estrutura ou componente mecânico) na ausência de carregamentos externos e/ou gradientes de temperatura [10]. As tensões residuais macroscópicas estão em equilíbrio para o corpo como um todo [11 e 12]. Na prática não existe corpo livre de tensões residuais, sendo que estas tensões podem ter um efeito benéfico ou prejudicial ao desempenho do componente frente aos esforços mecânicos, térmicos ou químicos. Devido a sua importância o controle e a medida das tensões residuais em componentes e estruturas mecânicas é continuamente alvo de intensivos estudos [10, 12, 13 e 15]. Um importante aspecto pode ser a associação das tensões residuais à ocorrência de distorções nos componentes mecânicos. As tensões residuais são acumuladas no componente como conseqüência dos processos de fabricação. Atualmente, existem muitos métodos para a medida e determinação das tensões residuais. Alguns são baseados na medida da deformação aliviada, devido à remoção localizada de material (métodos semi-destrutivos). Outros são baseados na interação entre o campo de tensões residuais e as propriedades físicas do material (métodos não destrutivos) [10 e 13]. 71

86 Um dos métodos para análises de tensões residuais é conhecido como Método do Furo Cego. O Método do Furo Cego é um método semi-destrutivo (sempre que o volume de material removido não for considerado prejudicial ao desempenho do componente ou puder ser reparado) baseado na medida da deformação aliviada, causada pela introdução de um pequeno furo na superfície do componente. Geralmente, este furo é usinado através de pequenos incrementos e a deformação aliviada é medida em três direções por um extensômetro de resistência elétrica especial (ERE) [10, 11 e 13]. Como as tensões residuais não são completamente aliviadas na região do furo cego, não é possível calculá-las através da lei de Hooke, pois não existe solução matemática exata. Assim o método exige uma etapa de calibração experimental ou computacional [12]. Para o cálculo das tensões residuais é necessário medir-se as deformações em três direções diferentes e conhecidas, atuando no mesmo plano. Assim, pode ser provado analiticamente que as tensões residuais principais apresentam a relação com a deformação radial medida nos três extensômetros descrita pela equação 1 [10 e 13]: (1) Onde σ max e σ min são as tensões residuais principais máximas e mínimas atuando num plano paralelo a superfície, ε 1, ε 2, ε 3 são as deformações aliviadas medidas nos ERE s 1, 2, 3, respectivamente e A e B são constantes de calibração. Os valores numéricos para as constantes de calibração A e B dependem da geometria do extensômetro usado, das propriedades do material e do raio e da profundidade do furo. 72

87 A partir da equação 1 e da distribuição das tensões residuais no componente vários procedimentos podem ser adotados para o cálculo das tensões residuais. As principais diferenças entre os métodos de cálculo são as hipóteses consideradas para a distribuição de tensões residuais no componente e o procedimento para o cálculo das constantes de calibração A e B [11]. Um dos métodos mais sensíveis para o cálculo das tensões residuais em componentes mecânicos é o Método de Kockelmann [12]. Neste método, A calibração é efetuada uma vez através da usinagem de um pequeno furo em um corpo de prova, contendo um estado conhecido de tensões residuais não uniformes, sujeito ao carregamento uniaxial. As deformações na direção de carregamento (ex) e na direção perpendicular (ey) são registradas a cada passo [12 e 16]. A partir destas medidas e com auxílio do círculo de Mohr de tensões, pode-se provar que a relação entre as tensões residuais principais e as tensões residuais atuando na direção de cada ERE é dada pela Equação 2: (2) O ângulo principal, que indica a direção da tensão residual principal máxima, é obtido a partir da Equação 3: (3) Onde ξ é um valor adimensional igual ao quociente da profundidade do incremento pelo diâmetro final do furo. O Método de Kockelmann apresenta resultados tão consistentes quanto os resultados obtidos através do cálculo das tensões residuais não uniformes realizado com o Método da Integral (método mais utilizado mundialmente), apresentando como 73

88 vantagem adicional, uma sensibilidade menor aos erros de instrumentação e medidas de deformação. Isso ocorre por que é impossível simular numericamente todas as condições do ensaio e dos materiais. Deste modo a calibração experimental apresenta maior representatividade na determinação do perfil de tensões residuais presente nos componentes mecânicos [11 e 12] Ensaio Metalográfico Para se ter uma idéia aproximada da natureza de certos materiais metálicos ou de como certas peças foram fabricadas, pode-se usar os seguintes exames elementares: a) Aspecto da superfície. b) Aspecto da fratura. c) Ação da lima. d) Centelhas ao esmeril. e) Atração pelo imã, sonoridade, etc. Estes exames elementares são rápidos, econômicos e dão ao analista experimentando uma série de informações básicas. Entretanto, com o incremento da tecnologia, um controle mais severo tornou necessário o exame em laboratório, com outros meios, ou seja, com máquinas, aparelhos ou instrumentos que forneçam, de preferência, um valor numérico que servirá para o confronto com normas e especificações. Este procedimento constitui um critério justo e seguro na avaliação das qualidades dos materiais, contribuindo para a correção dos defeitos e para melhoria da qualidade. Ambos os controles, na oficina e no laboratório, se completam perfeitamente. O exame metalográfico procura relacionar a estrutura interna do material às propriedades físicas, ao processo de fabricação, etc. Pode ser: Macrográfico Micrográfico 74

89 Macrografia Consiste no exame do aspecto de uma superfície plana seccionada de uma peça ou amostra metálica, devidamente polida e atacada por um reagente adequado. Por seu intermédio tem-se uma idéia de conjunto, referente à homogeneidade do material, à distribuição e natureza de falhas, impurezas; ao processo de fabricação. Para a macrografia o aço é o material de maior interesse. Algumas das heterogeneidades mais comuns nos aços são as seguintes: vazio, causado pelo resfriamento lento; segregação, causadas pelas impurezas e outros metais; dendritas, formação de grãos de vários tamanhos; trincas, devido às tensões excessivas no resfriamento. Micrografia Consiste no estudo dos produtos metalúrgicos, com o auxílio do microscópio, permitindo observar a granulação do material, a natureza, forma, quantidade e distribuição dos diversos constituintes ou de certas inclusões, etc. Estas observações são de grande utilidade prática. 75

90 3 NORMAS PARA O PROJETO E CERTIFICAÇÃO DE SISTEMAS DE AMARRAÇÃO Este capítulo apresenta os requisitos específicos de normas classificadoras, normas internacionais e normas nacionais, aplicáveis ao objeto em estudo, no que diz respeito aos requisitos de projeto de sistemas de ancoragem de unidades estacionárias e no que diz respeito ao projeto de acessórios de linhas de amarração de unidades estacionárias e/ou sua padronização, como aplicável, transcrevendo as partes importantes de cada uma e traçando, na medida do possível, uma comparação das mesmas. 3.1 BREVE HISTÓRICO O estudo da referência [17] descreve que para utilização em sistemas de ancoragem de plataformas flutuantes, as amarras foram adaptadas através dos anos para atender às inovações dos requisitos da indústria offshore. Quando a indústria offshore de óleo iniciou em 1960, as amarras em uso eram projetadas especificamente para navios. Como as instalações offshore começaram a exigir requisitos mais rigorosos, os padrões e normas para amarras offshore começaram a se diferenciar de padrões e normas aplicados às amarras para navios. Os principais marcos neste processo foram: Anos 70 Desenvolvimento da Norma API-2F [31], com a introdução do ORQ como novo conceito e qualidade das amarras. Anos 80 Progresso no conceito do ORQ, com o desenvolvimento e padronização da amarra de Grau 4 baseado, preliminarmente, nas normas do DNV- CN 2.6 Certification of Offshore Mooring Chain [22] e do ABS Guide for Certification of Offshore Mooring Chain [20]. Primeira metade dos anos 90 Quebra do antigo conceito de projeto da amarra com malhete (Stud Link Chain), com a introdução da amarra sem malhete (Studless Chain), que começou a ser padronizada com a revisão da norma DNV-CN 2.6 Certification of Offshore Mooring Chain [22]. 76

91 Segunda metade dos anos 90 Os padrões de dimensionamento começaram a mudar com a introdução das novas amarras de geometria e dimensão variáveis (VGW Chain), projetadas para atender requisitos de projeto específicos, como no caso de amarras sem malhete. O desenvolvimento de novos projetos de amarras durante os anos 90 tornou necessário considerar se os padrões existentes para amarras deveriam continuar em seu formato atual, no que diz respeito às especificações relacionadas à garantia de qualidade, propriedades mecânicas e constantes geométricas, por exemplo. Os primeiros padrões para amarras tiveram início devido aos esforços do Lloyd s Register of Shipping (LRS) em Londres. Aqueles padrões tornaram possível um enorme progresso em sistemas de ancoragem para o setor de navios. Atualmente, os sistemas de amarração para instalações flutuantes offshore já não seguem um único padrão e as causas disto são os diversos sistemas existentes e as exigências e particularidades de cada locação. A cada ano surgem novos sistemas no mercado para a produção, exploração, armazenamento e transporte de óleo e gás, que são completamente diferentes de seus precursores e que possuem exigências muito específicas para a amarração. Além disso, tem surgido um crescente número de projetos para 25 anos de operação contínua, que uma vez instalados não devem sair da locação. Isto significa que a necessidade de troca ou reposição de trechos da linha foi praticamente eliminada, o que exige projetos de sistemas de ancoragem confiáveis para permitir a operação da mesma sem paradas. Enquanto reconhecendo a grande virtude dos padrões de projeto geométrico de ligações (conexões) de amarras, o qual harmonizou e facilitou a construção de equipamentos de ancoragem como também permitiu a substituição de elos de amarras em qualquer lugar no mundo, isto já não se aplicava aos mais recentes desenvolvimentos na indústria offshore. A padronização de características geométricas era vista como desnecessária para muitos fornecedores de amarras da indústria offshore. Havia a possibilidade de abandonar esta padronização, entretanto, existia um considerável número de vantagens importantes, particularmente considerando os projetos de amarras de 77

92 geometria e dimensão variáveis (VGW Chain) e amarras sem malhete (Studless Chain). Os padrões atuais, sejam das normas classificadoras ou não, fazem um grande esforço para padronizar e harmonizar os projetos de amarras, além da mera definição de constantes geométricas, incluindo: Certificação e aprovação do material do fabricante das amarras; Garantia de qualidade para os fornecedores de amarras de aço; Características mecânicas que os materiais devem atender, em seu estado natural e após a transformação em elo de amarra; Aprovação de projeto do produto; Exigências do controle do processo do produto, etc. Vale ressaltar que o DNV CN 2.6 [22], que se tornou oficial em 1º de julho de 1996, aceitou pela primeira vez as variações nas constantes geométricas das amarras. É necessário preservar e ser rígido com relação aos aspectos de padronização que não estão relacionados às constantes geométricas, a fim de assegurar que o projeto e a fabricação de novos produtos estejam inteiramente garantidos. A seguir estão apresentados os termos gerais e a aplicação das principais normas utilizadas nesta dissertação relacionadas ao objeto em estudo: ABS, DNV, BV, IACS, API, ISO e NBR. Ressalta-se que, apesar do Lloyd s Register of Shipping (LRS), como descrito acima, ter sido um dos grandes precursores para definição de padrões de ancoragem, atualmente esta classificadora não tem atuação no campo offshore, no mercado brasileiro, mas sim em navios. Por este motivo, estas normas não foram incluídas nesta dissertação, uma vez que o objetivo principal está no projeto de sistemas offshore. Tendo em vista que as normas das Sociedades Classificadoras fazem parte do principal objeto de estudo, as mesmas estão apresentadas em maiores detalhes. As demais normas estão apresentadas e citadas para futuras referências e para conhecimento do que existe disponível na literatura sobre o assunto. 78

93 As referências estão apresentadas ao início de cada item, facilitando a futura consulta das normas para cada assunto específico. 3.2 NORMAS DAS SOCIEDADES CLASSIFICADORAS As normas das Sociedades Classificadoras apresentam requisitos tanto para o projeto do sistema de ancoragem permanente quanto para o projeto e a certificação de cada componente e acessório da linha. Neste sentido, este item está divido desta forma para melhor apresentação Projeto e Certificação do Sistema de Amarração As informações descritas neste item foram obtidas das seguintes referências: ABS: ABS Guide for Building and Classing Floating Production Installations, 2004 [18]. ABS Guidance Notes on the Application of Synthetic Ropes for Offshore Mooring, 1999 [19]. DNV: DNV-OS-E-301, Position Mooring [21]. DNV CN 2.6, Certification of Offshore Mooring Chain, 1995 [22]. BV: BV Guidance Note NI 493 DTM R00 E, Classification of Mooring Systems for Permanent Offshore Units, 2004 [23]. BV NR 216, Rules and Regulations for the Classification of Ships and Offshore Installations [24]. BV NI 416 DTO R00 E, Quasi-Dynamic Analysis of Mooring Systems Using Ariane Software Guidance Note, 1998 [25]. O sistema de ancoragem de uma unidade compreende os elementos da linha de amarração e os pontos de ancoragem (âncoras ou estacas). O seu objetivo é manter a unidade na locação, em operação ou não. 79

94 A certificação do projeto do sistema de ancoragem é mandatória como condição de classe para unidades estacionárias de produção e/ou armazenamento e/ou offloading, segundo as normas das Sociedades Classificadoras. Sendo assim, o cálculo do sistema de ancoragem, demonstrando que os componentes das linhas são capazes de atender aos fatores de segurança requeridos pelas normas deve ser submetido à classe e aprovado pela mesma, como condição de classe da unidade. Os itens a serem considerados para o projeto do sistema de ancoragem estão descritos a seguir Condições ambientais de projeto As normas estabelecem que o sistema de ancoragem deve ser projetado para resistir às condições ambientais extremas (DEC), ou seja, com período de retorno centenário. Desta forma, as ações ambientais de onda, vento e corrente devem ser combinadas de forma a se obter as cargas ambientais aplicáveis ao projeto específico. As grandezas específicas que definem as condições ambientais de vento (velocidade), corrente (velocidade) e onda (altura e período) são retiradas de documentos que apresentem as condições ambientais específicas para a locação pretendida da unidade, que devem ser submetidos para a Classificadora (metocean data). Para unidades que possuem sistemas de ancoragem desconectáveis, as condições ambientais para as quais o sistema deve ser desconectado devem ser claramente especificadas no projeto e no Manual de Operações da unidade. Embora todas as Classificadoras considerem as condições centenárias para o projeto de sistemas permanentes, as condições de projeto típicas de cada uma são definidas de forma distinta, como resumido a seguir. Bureau Veritas (BV): Duas condições típicas, não colineares, são requeridas pelas normas do BV e são definidas como: 80

95 Onda predominante (onda com período de retorno de 100 anos, vento com período de retorno mínimo de 50 anos e corrente com período de retorno mínimo de 10 anos): onda e vento associados com incidência variando de -60 a +60 e corrente e vento associados com incidência variando de -60 a +60. Corrente predominante (corrente com período de retorno de 100 anos, vento com período de retorno mínimo de 10 anos e onda com período de retorno mínimo de 10 anos): onda e vento associados com incidência variando de -30 a +30 e corrente e vento associados com incidência variando de -60 a +90. American Bureau of Shipping (ABS): Duas condições típicas, colineares, são requeridas pelas normas do ABS e são definidas como: Ondas centenárias com vento e corrente associados (normalmente ventos centenários e correntes decenárias). Ventos centenários com ondas e corrente associados (normalmente ondas decenárias e correntes centenárias). Em regiões que possuem altas correntes, combinações adicionais podem ser requeridas. As condições ambientais devem ser combinadas de forma colinear, mas podem ainda ser não-colineares, caso resultem em combinações mais desfavoráveis. Det Norske Veritas (DNV): Basicamente a norma do DNV requer que as combinações de condições ambientais estejam baseadas em ondas e ventos centenários associados a correntes decenárias. Condições adicionais também podem ser requeridas em regiões com altas correntes, que resultam normalmente em condições de vento e corrente centenárias com onda decenária. Normalmente as combinações são colineares, mas também podem ser não-colineares caso resultem em condições mais desfavoráveis. 81

96 Metodologia de análise e critérios de projeto Em termos gerais, o sistema de ancoragem deve ser projetado para condições intactas (todas as linhas do sistema intactas), para falha de uma das linhas e para resistir às cargas cíclicas que podem levar à fadiga. No entanto, mesmo apresentando as mesmas condições de projeto descritas acima, existem algumas diferenças entre as filosofias do DNV e do ABS / BV. Nota-se que o ABS e o BV apresentam a mesma filosofia de projeto, tratando basicamente da análise de tensões, diferentemente do DNV que trabalha com a análise de estado limite. Ao longo deste item, as normas estarão dividas, onde aplicável, para um melhor entendimento. Det Norske Veritas (DNV): De acordo com o DNV, o sistema de ancoragem deve ser projetado de acordo com os critérios de projeto formulados em termos de 3 estados limites: Um estado limite de resistência última ULS (ultimate limit strength) para assegurar que as linhas de ancoragem apresentem resistência suficiente para suportar os efeitos dos carregamentos impostos pelas ações ambientais extremas. Um estado limite acidental ALS (accidental limit state) para assegurar que o sistema de ancoragem é adequado para suportar a falha de uma linha de ancoragem. Um estado limite de fadiga FLS (fatigue limit state) para assegurar que as linhas de ancoragem são adequadas para suportar carregamentos cíclicos. Cada estado limite é formulado através de uma equação de projeto, da seguinte forma: Capacidade de projeto Efeito do carregamento 0 82

97 Onde, tipicamente: Capacidade de projeto = (capacidade característica / fator de segurança associado) Efeito de carregamento = efeito de carregamento característico x fator de segurança associado Sendo assim, as normas do DNV definem basicamente cada capacidade característica e cada efeito de carregamento característico e os fatores de segurança associados a cada um. De acordo com o Bureau Veritas (BV) e com o American Bureau of Shipping (ABS), as seguintes condições de projeto devem ser consideradas: Condição Intacta onde o sistema é analisado considerando-se todas as linhas intactas, para suportar as condições ambientais centenárias de projeto. Condição de linha rompida onde o sistema de ancoragem é analisado considerando-se a perda de uma linha de ancoragem, para suportar as condições centenárias de projeto. Normalmente, o rompimento da linha sujeita ao carregamento máximo na condição intacta é o que determina a pior condição de linha rompida a ser analisada. Em geral, os projetos levam em consideração a falha das 2 linhas mais carregadas do sistema. Condição transiente é a condição transiente entre o rompimento de uma linha e a nova posição de equilíbrio do sistema. Esta condição é muito importante no caso da necessidade de verificar o desvio da unidade devido a proximidade com outras unidades ou obstáculos, pois pode resultar em valores altos de desvio da unidade. Esta condição também deve ser analisada para as condições centenárias de projeto. Para cada condição de projeto acima, as normas estabelecem fatores de segurança para análise de tensão máxima na linha. 83

98 Além da análise de tensão, assim como no caso do DNV, a resistência à fadiga das linhas também deve ser analisada para os fatores de segurança definidos nas normas. A seguir estão descritos os itens de projeto definidos nas normas, considerando as condições ambientais de projeto e as metodologias de projeto apresentadas. A) Análise de tensão máxima na linha As tensões nos diversos trechos (componentes) das linhas devem ser analisadas para as condições ambientais e condições de projeto acima mencionadas. De maneira geral, de acordo com o BV e com o ABS, a tensão máxima na linha é determinada conforme indicado a seguir. T max = T média + T lfmax + T wfsig, quando T lfmax > T wfmax T max = T média + T wfmax + T lfsig, quando T wfmax > T lfmax Onde: T max = tensão máxima na linha T média = tensão média na linha (definida como a tensão na linha correspondente ao offset médio da unidade) T lfmax = tensão máxima devida aos movimentos relacionados a vento e onda de baixa freqüência T wfmax = tensão máxima devida aos movimentos na freqüência de onda T lfsig = tensão significativa devida aos movimentos relacionados a vento e onda de baixa freqüência T wfsig = tensão significativa devida aos movimentos na freqüência de onda Os seguintes fatores de segurança devem ser aplicados para a determinação da tensão máxima admissível na linha e conseqüente definição do sistema de ancoragem, considerando o MBL (minimum break load carga mínima de ruptura) de cada trecho da linha. 84

99 Tabela 3.1 Fatores de segurança para a análise de tensão da linha BV Fator de Condição Tipo de Análise Segurança BV Intacta Dinâmica 1.67 Quasi-dinâmica 1.75 Linha rompida Dinâmica 1.25 Quasi-dinâmica 1.25 Transiente Dinâmica 1.20 Quasi-dinâmica 1.25 Tabela 3.2 Fatores de segurança para a análise de tensão da linha ABS Fator de Condição Tipo de Análise Segurança ABS Intacta Dinâmica 1.67 Quasi-estática 2.00 Linha rompida Dinâmica 1.25 Quasi-estática 1.43 Transiente Dinâmica 1.05 Quasi-estática 1.18 Notas relativas às tabelas 3.1 e 3.2: Os valores definidos pelo ABS são os mesmos definidos de acordo com a API RP 2SK [29] que será descrita mais adiante. Os fatores de segurança do BV estão associados à linhas do tipo II. Para linhas do tipo I, os fatores indicados devem ser aumentados em 25% nas condições intacta e linha rompida e em 40% para a condição transiente, onde linhas do tipo I são linhas que, em caso de falha, levam a unidade a se mover para uma instalação próxima e linhas do tipo II são todas as demais linhas. 85

100 Vale ressaltar que para sistemas compostos de linhas de material sintético (poliéster ou material equivalente), estes trechos estão sujeitos a fatores de segurança superiores aos valores acima, conforme indicado a seguir: Bureau Veritas (BV): Os fatores de segurança devem ser aumentados em 10% para linhas de poliéster e 20% para outros materiais. American Bureau of Shipping (ABS): Condição intacta / Análise dinâmica FS = 1.82 (aumento de aproximadamente 9%) Condição de linha rompida / Análise dinâmica FS = 1.43 (aumento de aproximadamente 14%) Condição transiente / Análise dinâmica FS = 1.17 (aumento de aproximadamente 11%) As diferenças básicas entre as análises quasi-estática, quasi-dinâmica e dinâmica estão indicadas a seguir: Análise quasi-estática: Neste tipo de análise as tensões nas linhas são avaliadas de acordo com respostas estáticas da linha em função de deslocamentos/carregamentos que são aplicados na unidade como cargas estáticas. Os movimentos da unidade e os efeitos associados à massa adicional e ao amortecimento, bem como a aceleração do fluido, não são levados em consideração no cálculo. Desta forma, esta metodologia é recomendada apenas para o estágio inicial de projeto do sistema de amarração, não sendo aceita como projeto final. Análise quasi-dinâmica: Neste tipo de análise a resposta dinâmica da unidade é calculada através de uma combinação de análise no domínio do tempo e da freqüência, levando-se em consideração a resposta quasi-estática da linha. Com isto, a tensão na linha é avaliada de forma quasi-estática considerando-se os movimentos da unidade, avaliados como descrito acima. 86

101 Análise dinâmica: Neste tipo de análise, a resposta dinâmica da unidade é avaliada de forma equivalente a análise quasi-dinâmica, no entanto, a tensão na linha é avaliada a partir da análise dinâmica dos movimentos da unidade. De acordo com o DNV, duas componentes de tensão característica nas linhas devem ser consideradas: T C-média é a tensão média característica, devida a pré-tensão da linha e as cargas médias devidas aos carregamentos ambientais. T C-dinâmica é a tensão dinâmica característica, induzida pelos carregamentos de baixa freqüência e na freqüência da onda, para as condições ambientais. Adicionalmente, a resistência característica pode ser definida da seguinte forma: S C = 0.95 MBL Onde: MBL = carga mínima de ruptura do trecho considerado Considerando as tensões e resistência características acima, de acordo com a filosofia de projeto do DNV, a seguinte formulação de projeto é adotada para a análise de tensão da linha: S C T C-média γ médio - T C-dinâmica γ dinâmico 0 Onde γ, que representa os fatores de segurança, estão definidos nas tabelas 3.3 e 3.4 a seguir. Tabela 3.3 Fatores de segurança parciais para o estado ULS Classe de Conseqüência Tipo de análise Fator de segurança parcial na tensão média Fator de segurança parcial na tensão dinâmica γ médio γ dinâmico 1 Dinâmica Dinâmica Quasi-estática Quasi-estática

102 Tabela 3.4 Fatores de segurança parciais para o estado ALS Classe de Conseqüência Tipo de análise Fator de segurança parcial na tensão média Fator de segurança parcial na tensão dinâmica γ médio γ dinâmico 1 Dinâmica Dinâmica Quasi-estática Quasi-estática As classes de conseqüência indicadas nas tabelas 3.3 e 3.4 acima são definidas da seguinte forma: Classe 1 quando a falha do sistema de ancoragem não leva a conseqüências inaceitáveis como a perda de vida, colisão com uma unidade próxima, vazamento não controlável de óleo ou gás ou afundamento. Classe 2 quando a falha do sistema de ancoragem pode levar a conseqüências inaceitáveis como a perda de vida, colisão com uma unidade próxima, vazamento não controlável de óleo ou gás ou afundamento. B) Análise de tensão mínima na linha Adicionalmente, no caso de sistemas compostos por trechos de material sintético (poliéster ou equivalente), o projeto de ancoragem deve considerar a verificação da tensão mínima no mesmo de forma a mantê-lo sempre sob tração, para que não ocorra dano devido à possível compressão das fibras. A tensão mínima deve obedecer aos seguintes requisitos: Bureau Veritas (BV): Poliéster 2% do MBL, na condição intacta (5%, para análise quasi-estática). HMPE 5% do MBL, na condição intacta. Aramida e outros materiais 10% do MBL, na condição intacta e linha rompida. 88

103 American Bureau of Shipping (ABS): Poliéster 5% do MBL HMPE 10% do MBL Aramida 10% do MBL Nota: O ABS não especifica a condição específica para quais os valores acima são estabelecidos, os mesmos referem-se a menor tensão obtida em toda a análise, considerando as condições intactas, transientes e linha rompida e análises quasiestática e dinâmica. Det Norske Veritas (DNV): O DNV não especifica nenhum fator de segurança adicional em sua norma. As regras do DNV remetem às normas API RP 2SM [30] e API RP 2SK [29], onde nenhum fator de segurança adicional é recomendado para o caso de linhas de poliéster, ou seja, são utilizados os mesmos fatores dos cabos de aço e amarras. Ressalta-se somente que o MBL (minimum break load carga mínima de ruptura) da linha de poliéster é definido como o MBL médio menos 2 vezes o desvio padrão num conjunto de, no mínimo, 5 amostras de cabos testados. C) Análise de fadiga O projeto do sistema de ancoragem também deverá incluir uma verificação da resistência à fadiga, para o tempo de operação proposto (vida útil). De acordo com a metodologia do BV e do ABS, o dano à linha é avaliado considerando cada variação de tensão i e o dano acumulado da linha é calculado através da Regra de Miner: D = i = nn i= 1 n N i i 89

104 Onde: D = dano acumulado n i = número de ciclos dentro de cada variação de tensão i N i = número de ciclos que leva à falha, para a determinada variação de tensão i, de acordo com a curva T-N apropriada, conforme descrito a seguir nn = número total de estados de mar (de acordo com os dados de onda wave scatter diagram) para a locação N R m = K Onde: N = definido acima K e m = parâmetros da curva T-N para cada componente específico R = razão entre a variação de tensão e o MBL do trecho da linha Levando-se em consideração a metodologia acima, os seguintes fatores de segurança devem ser considerados para a determinação da vida útil mínima de projeto da linha: ABS: Áreas inspecionáveis FS = 3.0 Áreas não-inspecionáveis FS = 10.0 BV: Para os componentes localizados na extremidade junto à unidade 3.0 Para os componentes ligados aos pontos de ancoragem 10.0 Para os demais componentes da linha 6.0 Com relação às formulações apresentadas acima e a metodologia de cálculo, as seguintes observações podem ser ressaltadas: 90

105 Os parâmetros da curva T-N podem ser obtidos da API RP 2SK [29] que define valores padrões, obtidos através de testes, para diferentes componentes da linha (cabo de aço, elos de conexão, amarras). Os parâmetros da curva T-N obtidos de acordo com a referência acima foram obtidos para materiais do tipo Grau R3. Sendo assim, independente do grau utilizado na linha, o MBL do trecho a ser analisado deve ser definido para o Grau R3. Adicionalmente, percebe-se na prática que os parâmetros definidos pela API RP 2SK [29] não englobam todos os tipos de acessórios normalmente encontrados nos sistemas de ancoragem, visto que os mesmos estão evoluindo ao longo do tempo. Neste sentido, é comum, para avaliação da resistência à fadiga que o projetista, ao invés de calcular o dano específico para o acessório em si (não padronizado), o mesmo compare a distribuição de tensão no acessório com a distribuição de tensão na amarra associada. Uma vez que a distribuição de tensão se mostre mais favorável para o acessório, e considerando-se que a amarra foi verificada quanto à resistência à fadiga para a locação e aplicação pretendida, pode-se considerar que o acessório também apresentará vida útil à fadiga satisfatória. Esta metodologia não dispensa os testes de resistência estrutural do acessório, que serão indicados mais adiante. De acordo com a metodologia do DNV, a seguinte equação de estado limite para fadiga é considerada no projeto: 1 d C γ F 0 Onde: d C é o dano à fadiga característico acumulado resultante das cargas cíclicas durante a vida útil de projeto. γ F fator de segurança = 5, quando d F 0,8 = [(d F 0,8)/(0,2)], quando d F > 0,8 d F razão de dano acumulado à fadiga entre 2 linhas adjacentes (a mais carregada e a menos carregada). d F não pode ser maior do que 1,0. 91

106 D) Análise do offset máximo da unidade A verificação do passeio máximo da unidade (offset) não é, em geral, escopo de classificação. A definição do passeio máximo é um requisito de projeto e está normalmente relacionado ao passeio máximo admissível para o sistema de risers. E) Consideração da corrosão e abrasão da linha Durante o projeto do sistema de amarração, uma margem de segurança relativa à corrosão e/ou abrasão deve ser considerada para os trechos aplicáveis de cabo de aço e amarra da linha. Normalmente, de acordo com API RP 2SK [29], para amarras, esta margem é de 0,2 mm a 0,4 mm, por ano de serviço, para redução no diâmetro nominal, na região da linha d água (splash zone) e 0,1 mm a 0,2 mm, por ano de serviço, para redução no diâmetro nominal, para as demais regiões e, para cabos de aço, esta margem é de 0,1 mm a 0,2 mm, por ano de serviço, para redução no diâmetro nominal. Sendo assim, o projeto deve estar baseado no diâmetro reduzido, ou seja, a resistência da linha (MBL e fatores de segurança) deve ser avaliada considerando-se o diâmetro reduzido. As normas do DNV não seguem as recomendações acima, propostas pela API RP 2SK [29], definindo margens em suas próprias normas para a margem de corrosão das amarras, como exemplificado a seguir: Tabela 3.5 Margem de corrosão do DNV, relativa ao diâmetro nominal da amarra. Parte da linha de ancoragem Sem inspeção (mm / ano) Inspeção regular (mm / ano) Na região da linha d água Na região da catenária No fundo

107 F) Pontos de ancoragem As normas estabelecem ainda requisitos de projeto para os pontos de ancoragem, no que diz respeito aos fatores de segurança relacionados ao cálculo efetivo da capacidade de cravação (holding power) dos mesmos. As normas abrangem basicamente a determinação da capacidade de cravação requerida para os pontos de ancoragem, sejam estes âncoras convencionais, âncoras verticais ou estacas (sucção, torpedo ou cimentadas). Uma vez que este item não está diretamente relacionado ao assunto desta dissertação, o mesmo não será analisado em detalhes. No entanto, vale ressaltar que, em adição às âncoras convencionais e âncoras verticais, que são padronizadas e tabeladas (poder de cravação em função do solo e âncora específica) os projetos atuais consideram estacas como os pontos de ancoragem, podendo as mesmas ser de sucção, torpedo ou cimentadas. Para estes casos específicos, o projeto das mesmas deve ser submetido à aprovação da Sociedade Classificadora. O projeto inclui a verificação da resistência estrutural da estaca e a determinação da capacidade de carga da mesma, através de cálculo de carga determinados normalmente através dos requisitos contidos na API RP 2A [27] e API RP 2T [28]. Estes cálculos são fundamentais para aprovação das estacas, uma vez que as mesmas não estão sujeitas a teste de carga após sua instalação, como é o caso das âncoras. Sendo assim, os cálculos são as únicas evidências de que o poder de cravação requerido para o sistema proposto está sendo atingido Projeto e Certificação dos Acessórios de Amarração para Amarras As informações descritas neste item foram obtidas das seguintes referências: ABS ABS Guide for Certification of Offshore Mooring Chain, 1999 [20]. BV BV Guidance Note NI 493 DTMR00 E Classification of Mooring Systems for Permanent Offshore Units, 2004 [23]. DNV DNV CN 2.6, Classification Notes, Certification of Offshore Mooring Chain, 1995 [22]. 93

108 IACS IACS UR W22, International Association of Classification Societies, Unified Requirement W22 Material and Welding Offshore Mooring Chain, 2004 [26]. Todos os acessórios utilizados no sistema de amarração permanente de unidades estacionárias também devem ser aprovados pela Sociedade Classificadora. Adicionalmente, os acessórios para linhas de amarração devem ser fabricados através de processos aprovados e por empresas certificadas de acordo com os requisitos estabelecidos nas normas. Os requisitos básicos para a certificação do projeto e dos acessórios, relacionados à amarras, estão descritos a seguir para as 3 normas das Classificadoras utilizadas nesta dissertação. Ressalta-se que estes requisitos estão ainda descritos no Requisito W22 (Offshore Mooring Chain) da IACS (International Association of Classification Societies) [26] que representa os requisitos unificados da Associação Internacional das Sociedades Classificadoras. Sendo assim, os itens estabelecidos pela IACS W22 estão também apresentados a seguir. Ressalta-se ainda que, exceto onde especificamente indicado, todos os itens descritos a seguir são válidos e equivalentes para o ABS, o BV, o DNV e a IACS Projeto Todos os componentes e acessórios utilizados na amarração permanente de sistemas estacionários de produção devem ser projetados a partir de padrões reconhecidos. Caso contrário, ou seja, para projetos que não estejam seguindo nenhum padrão, os desenhos detalhados juntamente com os cálculos deverão ser submetidos para aprovação. Os cálculos deverão comprovar a adequação dos acessórios quanto aos requisitos de tensão e a resistência à fadiga para a vida útil pretendida da unidade ancorada. 94

109 Especificação do Material A especificação do material utilizado na construção fundido ou forjado deve ser também submetida para aprovação. A especificação do material deve conter a composição química e as propriedades mecânicas propostas. A composição química proposta deve incluir os teores de carbono, manganês, fósforo, enxofre, silício e todos os componentes do material, incluindo as restrições para componentes residuais. A análise química do material se dá a partir de corpos de prova retirados do acessório e deve estar de acordo com a especificação submetida e aprovada. Os acessórios devem estar sujeitos aos testes mecânicos após tratamento térmico. As propriedades mecânicas devem estar de acordo com as especificações indicadas nas tabelas 3.6 e 3.7 a seguir. Ressalta-se que o grau da amarra é descrito em cada norma através de diferentes nomenclaturas. Uma única nomenclatura está apresentada a seguir para facilitar o entendimento e a padronização do texto, conforme descrito abaixo: Grau R3 Grau RQ3 do ABS = Grau NV R3 do BV = Grau QR3 do DNV = Grau R3 da IACS Grau R3S Grau RQ3S do ABS = Grau NV R3S do BV = Grau QR3S do DNV = Grau R3S da IACS Grau R4 Grau RQ4 do ABS = Grau NV R4 do BV = Grau QR4 do DNV = Grau R4 da IACS Tabela 3.6 Propriedades materiais de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Grau da Tensão de Tensão de Redução Alongamento Amarra Escoamento Ruptura mínima de área (%) Mínima (MPa) Mínima (MPa) (%) R R3S R

110 Tabela 3.7 Requisitos para teste de Impacto Charpy de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Grau Temperatura de Teste Energia Média Absorvida (Joules) da Amarra ( C) Na região fora da solda No centro da solda R R3S (somente para R4 DNV) Testes Não-Destrutivos Os procedimentos de testes não-destrutivos, incluindo os critérios de aceitação, devem ser elaborados pelo fabricante e submetidos à Classificadora. Adicionalmente aos testes mecânicos e análise química indicados anteriormente, após fabricação e tratamento térmico, todos os acessórios deverão ser testados - carga de prova e carga de ruptura na presença do Vistoriador atendente da Classe. Caso o fabricante possua um procedimento de registro dos testes de prova e o Vistoriador esteja satisfeito com a adequação deste procedimento, o mesmo não precisa acompanhar todos os testes de prova. O Vistoriador deve se certificar de que as máquinas utilizadas no teste estão calibradas e em perfeitas de condições de funcionamento. Antes do teste e da inspeção os acessórios não podem estar pintados ou com qualquer outra proteção. De forma a facilitar o entendimento dos itens relativos aos testes de prova e de ruptura, primeiramente serão apresentadas as determinações da carga de prova e da carga de ruptura de acordo com cada norma. Onde aplicável para as tabelas 3.8 e 3.9 a seguir, d refere-se ao diâmetro nominal da amarra. 96

111 Carga de prova (kn) Tabela 3.8 Carga de prova de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Grau R3 Grau R3S Grau R d²( d) ABS, BV e IACS d²( d) d²( d) d²( d) - DNV Tabela 3.9 Carga de ruptura de acordo com ABS, BV, DNV e IACS Grau R3 Grau R3S Grau R4 Carga de ruptura (kn) d²( d) d²( d) d²( d) A) Teste de ruptura Os acessórios devem ser testados de acordo com a carga de ruptura específica, dependendo do grau e do diâmetro da amarra associada. Um acessório é considerado como tendo passado satisfatoriamente no teste se, após a aplicação de carga de ruptura requerida por um período de 30 segundos, o mesmo não apresentar qualquer sinal de ruptura ou falha. No mínimo 1 acessório de cada lote ou a cada 25 acessórios produzidos, o que for menor, deve ser testado. Para acessórios individuais ou acessórios produzidos em pequenos lotes, testes alternativos podem ser especialmente considerados. Os acessórios sujeitos ao teste de ruptura devem ser descartados. 97

112 B) Teste de prova Todos os acessórios devem ter teste de carga de prova, para a carga específica dependendo do grau e do diâmetro da amarra associada. Após o teste de prova, todos os acessórios estão sujeitos a exame visual. No mínimo 1 acessório (do mesmo tipo, dimensão e resistência nominal) dentro de 25 (4%) deve ser checado para controle dimensional após o teste de prova, de acordo com o ABS, com o DNV e com a IACS. De acordo com o BV, no mínimo 5% (1 em cada 20) deve ser verificado. O fabricante deve fornecer dados indicativos do cumprimento aos requisitos de projeto, de acordo com cada Classificadora. C) Inspeção visual e não-destrutiva O fabricante deve fornecer dados que comprovem que testes não destrutivos foram realizados satisfatoriamente. Os dados devem conter referências quanto à qualificação do operador e técnicas utilizadas. D) Exame de ultra-som Todos os acessórios, forjados ou fundidos, estão sujeitos a inspeção por ultrasom. E) Falhas no teste Caso ocorra falha de algum teste, o lote inteiro deve ser rejeitado a menos que a causa da falha possa ser determinada e possa ser demonstrado para o Vistoriador que as condições que causaram a falha não estão presentes nos demais acessórios do lote. 98

113 Marcações e Certificação Todos os acessórios devem ter marcações que indicam o número do certificado, que os mesmos foram testados, que identificam o fabricante, etc. Certificados individuais devem ser emitidos para cada tipo de acessório. O número de identificação do acessório é incluído no certificado Documentação do Fabricante Um relatório de teste e inspeção completo deve ser fornecido pelo fabricante para cada ordem de serviço. O relatório, em forma de booklet, deve conter todas as verificações dimensionais das peças, resultados dos testes e das inspeções, fotografias, itens em não-conformidade e ação corretiva, caso aplicável Nota Final Ressalta-se que todos os acessórios da linha de amarração, bem como partes integrantes não padronizadas, devem ser projetadas e aprovadas/certificadas pelas normas Classificadoras. Este item apresentou apenas requisitos para acessórios de amarras por estarem diretamente relacionados ao objeto em estudo, contudo, demais acessórios, como soquetes para cabos de aço, por exemplo, devem ser aprovados e certificados pelas Classificadoras para serem utilizados em linhas de ancoragem de sistemas permanentes. 3.3 OUTRAS NORMAS INTERNACIONAIS E NACIONAIS Este item apresenta, de forma resumida, as diversas normas relacionadas ao projeto e certificação do sistema de ancoragem, indicando seus principais objetivos e suas principais aplicações. 99

114 API RP 2SK As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: American Petroleum Institute - API Recommended Practice 2SK - Recommended Practice for Design and Analysis of Stationkeeping Systems for Floating Structures [29]. Esta norma descreve a metodologia de análise, projeto ou avaliação do sistema de ancoragem de unidades flutuantes. Pode ser considerada como a norma padrão para este tipo de análise, sendo até mesmo referenciada nas normas das Sociedades Classificadoras, conforme observado anteriormente. Além de definições básicas relativas à análise de ancoragem, esta norma contém uma visão teórica do tratamento das ações ambientais na unidade e no sistema de ancoragem para os cálculos e projeto do sistema de amarração, incluindo a verificação de tensão, offset e fadiga e dos pontos de ancoragem. A norma inclui requisitos para análise do sistema intacto, transiente e com uma linha rompida, através de métodos dinâmicos e/ou quasi-estáticos. Algumas definições e guias no projeto de sistema de posicionamento dinâmico também são descritos nesta norma, embora não façam parte desta dissertação. API RP 2SM As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: American Petroleum Institute - API Recommended Practice 2SM Recommended Practice for Design, Manufacture, Installation and Maintenance of Synthetic Fiber Ropes for Offshore Mooring [30]. O objetivo principal desta norma está em prover um guia para utilização de cabos de material sintético em sistemas de ancoragem. A norma estabelece ainda comparações entre sistemas tradicionais com cabos de aço e cabos sintéticos, provendo guias para tratar das diferenças entre os mesmos durante o projeto e durante a instalação do sistema de ancoragem. 100

115 Uma vez que as propriedades da linha sintética influenciam de forma significativa na performance do sistema de ancoragem, o projeto do sistema de ancoragem, o projeto da linha em si, sua fabricação e testes, manuseio e instalação da linha, inspeção e manutenção da mesma devem ser analisados de forma integrada. Esta norma abrange todos os itens descritos acima, sendo a norma mais completa para tratamento de cabos sintéticos, citada inclusive pelas normas das Sociedades Classificadoras. A norma inclui ainda requisitos e metodologia para análise de fadiga da linha. API 2F As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: American Petroleum Institute - API Specification 2F Specification for Mooring Chain [31]. Esta norma apresenta padrões e requisitos de fabricação e certificação de amarras com malhete e elos Kenter para utilização em sistemas de ancoragem de unidades flutuantes, dentre outras (unidades de perfuração, unidades de lançamento de tubos, etc). API 9A As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: American Petroleum Institute - API Specification 9A Specification for Wire Ropes [32]. Esta norma apresenta padrões e requisitos de fabricação e certificação para cabos de aço, utilizados na indústria de gás e petróleo. Devido ao limite operacional de carga destes cabos, esta norma não é normalmente utilizada no projeto de sistemas de ancoragem de sistemas permanentes estacionários de produção. 101

116 API RP 2I As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: American Petroleum Institute - API Recommended Practice 2I Inservice Inspection of Mooring Hardware for Floating Drilling Units [33]. Esta norma apresenta um guia para a inspeção, reparo ou troca de linhas de ancoragem de sistemas flutuantes de perfuração, apresentando ainda os possíveis tipos de problemas que podem surgir nas linhas durante sua operação. ISO 1704 As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: International Standard ISO 1704 Shipbuilding Stud-link Anchor Chains [35]. Esta norma especifica padrões de fabricação (forma, proporção, dimensão e tolerância) para partes componentes de sistemas de amarras: elos com malhetes, elos de união final e manilhas. Esta norma não apresenta requisitos para certificação do material das peças e das peças, somente os padrões de construção, conforme descrito acima. NBR As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: Norma Brasileira ABNT NBR Estruturas Oceânicas Amarras Requisitos [36]. Esta norma especifica as características de amarras e acessórios a serem utilizados em amarração de unidades flutuantes para operações oceânicas. 102

117 A mesma especifica os padrões para construção de amarras (elos com e sem malhetes, elos alongados, elos do tipo Kenter) e manilhas. A norma apresenta os requisitos materiais e os requisitos de testes para fabricação e certificação dos acessórios. NBR As informações descritas neste item foram obtidas da seguinte referência: Norma Brasileira ABNT NBR Movimentação de Cargas Manilhas [37]. Esta norma contém padrões de construção de manilhas retas e curvas, em uma faixa de tamanhos com limites de cargas de trabalho entre 0.63 e 200 ton. A norma apresenta os requisitos materiais e os requisitos de testes para fabricação e certificação dos acessórios. Devido ao limite operacional de carga destas manilhas, esta norma não é normalmente utilizada no projeto de sistemas de ancoragem de sistemas permanentes estacionários de produção. 103

118 4 DEFEITOS EM SISTEMAS DE ANCORAGEM Durante os últimos anos foi constatada uma série de defeitos em sistemas de ancoragem de unidades estacionárias de produção (UEP) e monobóias. Estes defeitos foram e são ocasionados por diversos fatores como fadiga, problemas de instalação, falhas de equipamentos e acessórios, corrosão, operações com rebocadores, etc. De acordo com COSTA e GONÇALVES [1], apesar dos sistemas de ancoragem serem projetados com fatores de segurança e redundância, geralmente, para suportar toda a vida de projeto da UEP na locação, é necessário inspecionar periodicamente suas linhas para garantir a integridade dos elementos que as compõem. A inspeção das linhas é também uma exigência das Sociedades Classificadoras, para manutenção do Certificado de Classe da unidade, considerado imprescindível para a licença de operação fornecida pelas autoridades ambientais. 4.1 REGISTROS Historicamente, falhas em amarras causadas por fadiga têm sido muito raras na indústria offshore. Berg e Taraldsen [38] analisaram 25 falhas em sistemas de ancoragem, que ocorreram no Mar do Norte entre 1976 e Nenhuma das falhas foi causada por fadiga. Fratura frágil na região de curvatura do elo foi a principal causa quando as falhas ocorreram na porção de catenária livre do sistema de ancoragem e fratura frágil na solda do elo foi a principal causa quando as falhas ocorreram no fairlead durante as operações de manuseio das amarras [45]. O registro de falhas devido à fadiga tem sido raro porque a maioria das amarras fabricadas foi utilizada para a amarração temporária de navios e de unidades móveis de perfuração (Mobile Offshore Drilling Units - MODU s). Para as condições de serviço MODU, a vida das amarras é limitada pelo desgaste e corrosão dos elos e não por fadiga. Esta afirmação foi suportada por Dowdy e Graham [39], que realizaram checagens dimensionais e ensaios não-destrutivos em diversos elos de amarras de um sistema de ancoragem de uma plataforma semi-submersível que havia operado no Golfo do México por 13 anos, e verificaram que os maiores desgastes das amarras ocorreram nas seções localizadas próximas às terminações ou fairlead durante operação normal. Nestas regiões, a redução do diâmetro das amarras ficou entre 8% e 11%. Nas áreas afastadas das terminações e do fairlead, a redução dos diâmetros 104

119 ficou entre 2% e 5%. O ensaio por partícula magnética mostrou não haver indicação de trincas devidas à fadiga nos elos comuns, entretanto, várias trincas devidas à fadiga foram encontradas nas manilhas de conexão. No trecho de amarra que fica normalmente no chain locker foi encontrado corrosão por pitting. Embora a fadiga não tenha sido um importante fator para o projeto dos sistemas de amarração de unidades móveis de perfuração (MODU), ela é de grande importância para os projetos de amarração de unidades estacionárias de produção (UEP). Existem inúmeras razões para isso. Os sistemas de amarração de F(P)SOs e Semi-Submersíveis possuem requisitos para uma vida de serviço longa, onde 20 anos de operação não é incomum. Em um período de onda característico de 5 segundos, isto representa um potencial para 125 milhões de ciclos de carregamento aplicados. A condição de operação de longa duração torna difícil e cara a troca periódica de um sistema de amarração de F(P)SO ou Semi-Submersível, já que estas unidades encontram-se, geralmente, operando em águas muito profundas e distantes da costa. Além disso, há uma pressão para reduzir os fatores de projeto de segurança e custo, particularmente em áreas de águas profundas. A maneira complexa com que a fadiga e a corrosão devida a água do mar estão acopladas aumenta o problema. Claramente, a fadiga é uma importante preocupação para o projeto de amarração de FPSO s e Semi-Submersíveis. Um importante parâmetro que influencia no comportamento de fadiga das amarras é a carga de prova (proof load). O carregamento de prova foi frequentemente ignorado em testes de fadiga e em projetos de amarras [45]. É possível tirar vantagens do carregamento de prova no projeto, aumentando a vida à fadiga da amarra, como descrito a seguir. Toda a amarra é testada com carregamento de prova antes de sair da fábrica. O carregamento de prova consiste na aplicação de uma carga direta à amarra e ocorre após a fabricação e o tratamento térmico da mesma. Como foi visto no capítulo 3, o valor da carga de prova requerida é especificado por um padrão ou norma reconhecido tal como a norma do Instituto Americano de Petróleo (API) para amarras. O API especifica a carga de prova em função do tamanho da amarra. É conhecido que carregamentos nos níveis da carga de prova impõem uma elongação permanente à amarra, fornecendo evidências de regiões localizadas de 105

120 deformação plástica. Esta deformação que acontece em áreas de alta concentração de tensões, provê tensões residuais compressivas na remoção de carga. Tensões residuais compressivas se sobrepõem com as tensões aplicadas geradas durante o carregamento de serviço para reduzir a tensão principal elástica em regiões críticas onde se originam trincas devidas à fadiga. A tensão principal reduzida diminui a taxa de acumulação de dano que aumenta a vida à fadiga da amarra. O comportamento das tensões residuais pode ser utilizado para explicar uma série de observações. Tensões residuais tendem a decair em função da carga principal aplicada, amplitude de carga e o valor inicial da tensão residual. Uma carga principal mais alta acelera o decaimento da tensão residual e diminui seu efeito na fadiga. Na presença de tensões aplicadas menores, tensões residuais compressivas são sustentadas por mais tempo e isto aumenta consideravelmente a vida a fadiga. A habilidade de tensões residuais para impedir o processo de fadiga não só depende do tamanho e profundidade da formação de tensão residual, mas também na habilidade do material para sustentar estas tensões residuais. Foi demonstrado por Landgraf [40] que as tensões principais em testes de carregamento cíclico controlado decaem mais rapidamente quanto maior for a carga aplicada. Na figura 4.1 são apresentados dados dos locais de falha para os testes de fadiga em um elo com malhete. Nota-se que a maior parte das falhas, 93%, ocorre na transição entre a região curva e a porção reta do elo. Neste local, as trincas devidas à fadiga se originam na superfície interior do elo e crescem para o lado externo. Todas as trincas nas falhas da solda do malhete se originam na raiz da solda de filete. Figura Locais de falha em um elo com malhete 106

121 A figura 4.2 apresenta um elo típico de amarra com as três regiões onde o resultado da tensão principal é mais elevado, e a potencial direção de propagação da trinca devido a fatiga. Figura Locais de concentração de tensão de um elo de amarra sem malhete A tabela 4.1 apresenta algumas falhas identificadas em unidades marítimas e monoboias operando no Brasil. É importante ressaltar que a maioria das falhas não ocorreu por fadiga do sistema, o que dificulta a previsão de acidentes. 107

122 Tabela 4.1 Falhas em sistemas de ancoragem no Brasil UNIDADE DATA COMPONENTE AVARIA P-34 maio-99 Amarra de Fundo Rompimento da amarra de 76mm R4 SBM 3 maio-99 Amarra Rompimento de amarra IMO 2 maio-99 Amarra de 3 pol. Rompimento da amarra SBM 3 maio-99 Riser de 14,5 pol. Trinca no flange do endfitting SBM 3 junho-99 Amarra de Topo IMO 1 junho-99 Poliester Rompimento da amarra de topo, logo abaixo do escovém Rompimento de duas linhas de poliester por barco IMO 3 junho-99 Cabo de Aço AVARÉ julho-99 Amarra de Topo FPSO II julho-99 Poliester P-34 agosto-99 Poliester Rompimento de cabo de aço junto ao soquete Rompimento da amarra de topo de 3 pol. R4 Wwire do rebocabor caiu sobre o poliester Rompimento do cabo de poliester P-47 setembro-99 Poliester Avaria na capa ARACAJU janeiro-00 Amarra AVARÉ janeiro-00 Amarra de Topo AVARÉ janeiro-00 Poliester Rompimento de duas linhas Rompimento das amarras de topo de 76mm R4 Rompimento de poliester por cabo de aço SBM 5 janeiro-00 Amarra SBM 4 janeiro-00 Amarra SBM 3 janeiro-00 Amarra de Topo P-47 fevereiro-00 Poliester SBM-4 fevereiro-00 Âncora Rompimento da linha 2 do elo próximo ao chain stopper Rompimento da linha 4 no tdp Rompimento das amarras de topo Rompimento do cabo de poliester Âncora mal cravada que correu durante reparo da amarra de topo EMH-1 fevereiro-00 Linhas Linhas solecadas IMO 1 fevereiro-00 Manilha Rompimento da manilha de conexão do poliester com amarra de fundo IMO1 fevereiro-00 Amarra de Fundo ARACAJU maio-00 Amarra de Topo Rompimento da amarra de fundo, próximo ao tdp Rompimento da amarra de topo P-26 junho-00 Poliester Corte sem rompimento P-21 junho-00 Poliester ARACAJU setembro-00 Amarra de Topo Rompimento de cabo de aço Rompimento da amarra de topo P-36 janeiro-00 Poliester Terceiro poliester curto 108

123 4.2 DEFEITOS TÍPICOS Principais defeitos em acessórios e prováveis causas e conseqüências A seguir, das figuras 4.3 a 4.19, estão relacionados os principais defeitos encontrados em acessórios de ancoragem, as causas prováveis e possíveis conseqüências, de acordo com dados registrados na PETROBRAS. Trinca em elo desmontável Figura 4.3 Trinca/ruptura em elo Kenter Figura 4.4 Trinca/ruptura em elo Kenter Causa Fadiga do material Consequência Ruptura do elo Deformação na base do soquete Figura Deformação na base do soquete 109

124 Causa Erro de operação / manuseio incorreto. Conseqüência Amassamento na área de inserção do cabo de aço, impossibilitando a montagem do conjunto. Trinca interna no cone do soquete Figura Trinca interna no soquete Causa Fadiga do material devida ao uso ou falha de fabricação. Conseqüência Ruptura do soquete. Trinca e desgaste no olhal do soquete Figura Trinca e desgaste no olhal de soquete Causa Falha de fabricação (tratamento térmico inadequado ou composição química fora de especificação). Conseqüência Ruptura do soquete. 110

125 Empeno do pino da manilha Figura Empeno de pino de manilha Causa Erro de operação / manuseio incorreto. Conseqüência Ruptura do pino, impossibilidade de desmontagem do conjunto. Corrosão e marcas de solda em manilhas Figura Corrosão e marcas de solda Causas Ação da agressividade do meio / falha de fabricação (corrosão). Tentativa de fixação do pino à manilha (marcas de solda). Conseqüências Redução de área com a conseqüente diminuição da capacidade do acessório (corrosão). Alteração das características metalúrgicas do material, possível formação de trinca (marcas de solda). 111

126 Trinca no olhal da manilha Figura Trinca no olhal da manilha Causa Falha de fabricação (tratamento térmico inadequado ou composição química fora de especificação). Conseqüência Ruptura da manilha Principais defeitos e conseqüências em amarras A seguir, das figuras 4.11 a 4.18, estão relacionados os principais defeitos encontrados em amarras e suas conseqüências, de acordo com dados registrados na PETROBRAS. Elo com perda de malhete ou com folga excessiva A amarra pode perder o malhete por excessiva corrosão entre o elo e o mesmo e ainda por manuseio incorreto, que provoque o empeno do elo e conseqüentemente a expulsão do malhete. A perda do malhete diminui a resistência à fadiga, devido à mudança de pontos de concentração de tensões. Figura Malhete solto Figura Perda de malhete 112

127 Elos empenados O empeno do elo é causado por assentamento inadequado dos elos na coroa, por pular no encaixe, pelo trabalho inadequado do caçador de amarras ou por torções. O empeno nos elos muda a geometria do mesmo e conseqüentemente a distribuição das tensões. Figura Elo empenado Figura Elo empenado Corrosão Corrosões localizadas podem ser causadas por tratamento térmico inadequado (corrosão na solda), composição química fora da especificação ou falha na proteção catódica da plataforma. Este tipo de defeito causa redução de área com a conseqüente diminuição da capacidade de carga da amarra e também, dependendo do perfil do defeito, são concentradores de tensão que levam à falha por fadiga. Figura Corrosão na solda Figura Corrosão generalizada 113

128 Perda de material Fendas, mossas, arrancamento de material, cortes e desgaste por atrito são ocasionados pelo contato dos elos com equipamentos ou materiais, tais como: cabos de aço, coroas, fairleads e causam redução de área e conseqüente diminuição da capacidade de carga da amarra e também, dependendo do perfil do defeito, são concentradores de tensão que levam à falha por fadiga. Figura Arrancamento de material Trincas Trincas são descontinuidades ocasionadas normalmente durante a fabricação, que podem se propagar com o trabalho. Trincas são concentradores de tensão que podem levar à falha por fadiga. Figura Trincas 114

129 4.3 INSPEÇÕES Falhas nas linhas de amarração ocorrem geralmente nas conexões. Desta forma deve-se tentar usar o menor número de elementos de conexão numa linha e estas, antes de serem instaladas, devem ser rigorosamente inspecionadas. A avaliação da vida à fadiga dos componentes do sistema de ancoragem é uma exigência para o caso de unidades envolvidas em operações de caráter permanente (produção). Em operações de caráter transitório (perfuração) as possibilidades de inspeção, manutenção e trocas de componentes durante o recolhimento do sistema de ancoragem tornam esta avaliação menos importante. É desejável que os componentes críticos de uma estrutura ou no caso específico, de linhas de amarração, sejam inspecionados periodicamente. As inspeções periódicas eliminam conseqüências perigosas, que podem surgir de erros na fase de projeto, especialmente com o conceito de vida útil segura Técnicas de Inspeção são: As técnicas utilizadas para inspeção de acessórios de sistemas de ancoragem Inspeção Visual e Dimensional Inspeção de ensaios não destrutivos por partículas magnéticas (PM) Inspeção de ensaios não destrutivos por líquido penetrante (LP) A inspeção visual e dimensional deve ser realizada apenas a olho nu nos acessórios de ancoragem em superfícies onde a visão é direta, com a finalidade de se observar e analisar as condições físicas de maneira macroscópica. Os acessórios de ancoragem aprovados no exame visual devem receber inspeção de ensaio não destrutivo (END) por partícula magnética em conformidade com as normas específicas, inspetor qualificado e critérios de aceitação. Onde deverá ser inspecionado todo corpo, pino e malhete do acessório incluindo a rosca e caso haja alguma região que impossibilite esta inspeção, deve ser realizada 115

130 inspeção de ensaio não destrutivo (END) por líquido penetrante, em conformidade com as Normas da Autoridade Marítima (NORMAM) e com os requisitos específicos das Sociedades Classificadoras Áreas críticas nas manilhas e elos de ligação São áreas críticas no pino da manilha, as regiões de concentração de tensão. São elas: Os últimos filetes da rosca junto ao corpo A união de sua cabeça e o seu corpo. Estas áreas devem ser inspecionadas com maior atenção devendo ser reprovada a peça que apresentar trincas, não sendo aconselhado a pesquisa e remoção destas trincas. São áreas críticas na manilha: A união do seu olhal com o corpo O arco da manilha São áreas críticas nos elos Baldant e Kenter: Toda área de translação de seção Curvas e periferia do orifício do pino São áreas críticas nos soquetes: Toda a sua alça e a parte interna do cone Periodicidade das Inspeções Todo acessório de instalação ou de um sistema provisório de amarração deverá ser submetido a inspeção visual e de ensaio não destrutivo (END) toda vez que voltar de uma operação. Além disso, devem ser realizadas as inspeções periódicas do sistema de ancoragem permanentes segundo critérios das Sociedades Classificadoras. 116

131 5 ANÁLISE EXPERIMENTAL DA MANILHA DE LINHA DE POLIÉSTER Para análise da falha das manilhas que causaram o rompimento das duas linhas de ancoragem da unidade flutuante em estudo, foram realizados diversos ensaios em manilhas removidas de três linhas do mesmo sistema de ancoragem (das duas linhas rompidas e de uma linha intacta), totalizando 4 manilhas. Adicionalmente a estas, foi analisada mais uma manilha do mesmo lote das anteriores que se encontrava em estoque. A figura 5.1 apresenta a posição das manilhas rompidas nas duas linhas, com a descrição de cada item da linha de ancoragem. Falha da linha #7 Falha da linha #6 Figura 5.1 Posição das manilhas rompidas Ao todo foram analisadas 5 manilhas, conforme detalhamento abaixo: As duas manilhas rompidas em serviço; Duas manilhas apresentando trincas associadas a ensaios de fadiga realizados no CENPES (PETROBRAS); Uma manilha do mesmo lote das duas anteriores que foi empregada para análise de tensões residuais pelo método do furo. Neste capítulo estão apresentados as características gerais do caso estudado, os ensaios de fadiga realizados no CENPES (PETROBRAS), os resultados obtidos na 117

132 caracterização mecânica-metalúrgica do material do corpo das duas manilhas que romperam em serviço e das outras duas manilhas do mesmo lote enviadas para determinação da origem das trincas encontradas após ensaios de fadiga realizados no CENPES (PETROBRAS) e o ensaio pelo método do furo empregado na terceira manilha do segundo lote para a determinação das tensões residuais existentes na área onde a manilha sofre maiores esforços. A caracterização nas duas manilhas rompidas em serviço constou das seguintes análises: análise química, análise metalográfica, ensaios de tração, ensaios Charpy e medidas de dureza. Já as caracterizações das duas manilhas com trincas ensaiadas no CENPES (PETROBRAS) foram realizadas através de macrografias e micrografias realizadas em microscópio óptico e microscópio eletrônico de varredura e análise realizada através de microssonda (EDS - análise por energia dispersiva) [49]. Estas análises e ensaios foram realizados no Laboratório de Metalurgia Física (LAMEF) da Fundação Luiz Englert, na Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS). As figuras 5.2 e 5.3 abaixo apresentam as duas manilhas rompidas em serviço. Figura Primeira manilha enviada para análise. Manilha da linha #7. Figura 5.3 Segunda manilha enviada para análise. Manilha da linha #6. 118

133 5.1 CARACTERÍSTICAS GERAIS DO CASO ESTUDADO O sistema estudado refere-se a manilhas de cabo de poliéster do sistema de ancoragem de uma unidade flutuante de armazenamento e escoamento (FSO), operando em lâmina d água de aproximadamente 1.030m no Campo de Marlim Sul - Bacia de Campos, Rio de Janeiro, Brasil (figuras 5.4 e 5.5). A unidade entrou em operação em 2001 e teve duas linhas do seu sistema de ancoragem rompidas, consecutivamente, devido à falha estrutural em manilhas de cabo de poliéster, com a unidade em serviço, no período de maio a junho de Características Principais da Unidade Comprimento Total (L OA ): 338,10 m Comprimento entre Perpendiculares (LPP): 320,00 m Boca (B): 51,80 m Calado (T): 21,00 m Volume Deslocado: m Locação da Unidade Roncador Albacora Leste Barracuda Marlim Leste Caratinga Marlim Sul Figura Bacia de Campos (Rio de Janeiro) 119

134 Módulo 1 Módulo m (complemento) 1500 m Módulo 2 Módulo 4 Módulo m Figura Campo de Marlim Sul Sistema de Ancoragem A configuração é composta de 8 linhas de amarração radiais, espaçadas de 45 graus, conectadas ao turret da unidade Posição das Âncoras do Sistema de Ancoragem A posição das âncoras do sistema estudado é indicada na tabela 5.1 Tabela 5.1 Posição das Âncoras Linha Coord. Âncoras % LDA (m) N (m) E (m) Inclinação # # # # # # # #

135 Arranjo de ancoragem da unidade marítima O arranjo de ancoragem do sistema estudado é apresentado na figura 5.6 Figura 5.6 Arranjo de Ancoragem Composição das Linhas Cada linha é composta pelos seguintes segmentos considerando a utilização de âncora Stevpris 16t como ponto de ancoragem: amarra no fundo, cabo de poliéster suspenso dividido em dois segmentos conectados por um pequeno tramo de amarra (ainda foi instalado um tramo de poliéster de 15m como corpo de prova) e finalmente a amarra de superfície conectada ao chain stopper no turret. As características de cada linha de ancoragem estão indicadas nas Tabelas 5.2 e

136 Linha Tabela Composição das linhas de ancoragem (comprimento dos trechos) Amarra (m) Amarra (m) Poliéster (m) Rabicho de Amarra (m) Poliéster (m) Rabicho de Amarra (m) Poliéster (m) Amarra (m) Amarra (m) # ,6 # ,4 - # ,6 - # ,6 - # ,6 # # ,4 # ,4 Tabela Características dos segmentos das linhas de ancoragem SISTEMA DE ANCORAGEM AMARRA CABO POLIESTER Diâmetro Nominal (mm) Tipo ORQ --- Massa (kg/m) 202,00 19,20 EA (MN) Peso na água (N/m) 1721,65 43,16 Carga Mínima de Ruptura (kn) 7596, ,00 O quadro de ancoragem da unidade flutuante na posição de equilíbrio estático é dado pela tabela 5.4. Linha Raio Ancoragem (m) Tabela 5.4 Quadro de Ancoragem Azimute (graus) Tração (kn) Ângulo de Topo (Graus) # , # , # , # , # , # , # , # ,

137 A tabela 5.5 apresenta as pré-tensões e os ângulos do fairlead associado com respeito à horizontal para o FSO para três calados de projeto. Tabela 5.5 Pré-tensões e ângulos do fairlead Carregamento Total T = 21.0 m 70% Carregado T = 16.0 m Carregamento Mínimo T = 7.0 m Pré tensão 1165 KN 1209 KN 1289 KN Ângulo do Fairlead 45 graus 44.7 graus 44.3 graus Um croqui da linha de amarração está apresentado na figura 5.7 Figura 5.7- Croqui da Linha de Amarração 123

138 5.2 CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL Dimensionamento das Manilhas A figura 5.8 apresenta as principais dimensões das manilhas analisadas. Figura 5.8- Dimensões das manilhas em milímetros Análise Química A tabela 5.6 apresenta a composição química do material do corpo das manilhas obtida por espectroscopia de emissão. No que diz respeito à análise química pode-se observar que o material do corpo das manilhas corresponde a um aço baixa liga com adições de Cr (cromo), Ni (níquel) e Mo (molibdênio), com teores de P (fósforo) e S (enxofre) de acordo a norma IACS UR W22 [26], o que pode ser considerado como um material de média/alta temperabilidade. Tabela 5.1 Composição química das manilhas analisadas (% em peso) Material C Si Mn P S Cr Ni Mo Cu Al Manilha1 0,25 0,24 0,42 0,020 0,026 2,04 1,81 0,30 0,28 0,022 Manilha2 0,25 0,24 0,43 0,020 0,024 2,03 1,80 0,30 0,35 0,023 Manilha3 0, ,42 0,011 0,017 1,95 1,85 0,28 0, W22 IACS Conter no mínimo 0,20% de Mo (molibdênio) 124

139 5.2.3 Propriedades Mecânicas As tabelas 5.7 e 5.8 apresentam as propriedades mecânicas obtidas a partir de ensaios de tração e Charpy V em corpos de prova, retirados 1/3 do diâmetro do corpo da primeira manilha fraturada, conforme especificado pela Norma IACS UR W22 [26]. O ensaio mecânico Charpy foi realizado no laboratório industrial SENAI CETEMP. Na tabela 5.9 estão indicadas as medidas de dureza realizadas na seção transversal do corpo das duas manilhas fraturadas, da superfície para o centro conforme especificado pela Norma NBR 13545/99 [37]. Tabela 5.7 Propriedades mecânicas (ensaio de tração da primeira manilha fraturada) e especificações da Norma IACS UR W22 [26] CP Tensão Resistência Redução Base de Medida Alongamento escoamento à tração de área φ φf Lφ Lf (%) (MPa) (MPa) (%) [mm] [mm] [mm] [mm] ,90 3, , ,93 3, , ,92 3, ,00 Média ,91 3, ,93 Norma IACS UR W22 [26] Grau Tensão de Resistência à Alongamento Redução de área Mínima escoamento tração mínima Mínimo (%) (%) mínima (MPa) (MPa) R R3S R

140 Tabela 5.8 Propriedades mecânicas (ensaio Charpy da primeira manilha fraturada) e da norma Norma IACS UR W22 [26] Energia Identificação Dimensões (mm) T ( C) Absorvida Média (J) (J) CP 1 9,919x 9,932x 54, CP 2 9,995x 9,956 x 54, ,6 CP 3 10,057 x 10,043 x 55, Norma IACS UR W22 [26] Grau T ( C) Energia Absorvida (J) R R3S R Tabela 5.9 Medidas de dureza Brinell realizada nas duas manilhas fraturadas e as especificações da Norma NBR 13545/99 [37] Dureza Brinell (esfera φ:2,5mm carga 187,5Kgf) CP Média Manilha Manilha Norma NBR 13545/99 [37] Grau Dureza Brinell Dureza Rockwell HRC OBS: A dureza medida não pode ultrapassar o valor estipulado pela norma NBR 13545/

141 5.2.4 Análises Metalográficas Conforme apresentado no estudo da referência [49], todas as amostras analisadas apresentaram microestrutura típica de tratamento térmico de têmpera e revenimento, com presença de martensita revenida e sulfetos de manganês alinhados conforme as figuras 5.9 e As amostras de todas as manilhas analisadas apresentaram-se microestruturalmente similares. Figura 5.9 Microestrutura típica das manilhas analisadas. Apresenta sulfetos de manganês. Sem ataque Figura 5.10 Microestrutura apresenta martensita revenida com sulfetos de manganês. Ataque Nital 2% 127

142 5.3 ENSAIO DE FADIGA Como ficou claro pela superfície de fratura da manilha rompida que o modo de falha era fadiga, foi realizado um ensaio de cargas cíclicas no CENPES, usando uma manilha do mesmo lote que não havia sido instalada junto com a manilha que estava instalada na linha #6 e não rompida. Foram aplicados ciclos entre 60t e 200t. O teste foi interrompido por rompimento de um elo de montagem da máquina e julgou-se que o número de ciclos era suficiente para o propósito. Pelo estudo de fadiga do sistema da UEP isto seria equivalente a cerca de 600 anos de operação. Foram observados defeitos apenas na curva interna do corpo das manilhas ensaiadas. Com um resultado inesperado obtido no ensaio de carga para calibração do modelo por elementos finitos (capítulo 6), onde ocorreu deformação plástica com cargas da ordem de 300t, optou-se por realizar um segundo teste de fadiga. O procedimento de carregamento foi alterado, passando a ser de 200 ciclos entre 160t e 300t, seguido de ciclos entre 60t e 200t. O objetivo de uma carga média maior em 4% dos ciclos foi simular as condições de tormenta, onde as cargas eram maiores que 200t. Foram encontrados defeitos através do teste de partícula magnética (PM) após a realização do primeiro conjunto de carregamentos ( ciclos). Os defeitos iam aumentando em quantidade e dimensões a cada verificação. Após 15 mil ciclos o teste foi interrompido e as manilhas cortadas, sendo as regiões de curva enviadas para o Laboratório de Metalurgia Física (LAMEF) da Fundação Luiz Englert, na Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS). 5.4 ANÁLISE DE FALHAS Primeira manilha analisada Macrografia A figura 5.11 apresenta as regiões analisadas das manilhas fraturadas. Foram realizados dois cortes: um transversal à região onde se iniciou a fadiga e outro na região cisalhada com amassamento. 128

143 Região A Região B Região C Zona Cisalhada Ponto de início da falha por fadiga Figura 5.11 Desenho demonstrando as regiões analisadas para caracterização da falha. As figuras 5.12 e 5.13 a seguir ilustram o aspecto macroscópico da região da fratura, apresentando aspecto de trinca por fadiga. Figura 5.12 Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentando aspecto de trinca por fadiga. 129

144 Figura 5.13 Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentando aspecto de trinca por fadiga Micrografia Foi realizado também ensaio de micrografia com o intuito de se estudar os produtos metalúrgicos da manilha. Este ensaio foi realizado com o auxílio do microscópio, permitindo observar a granulação do material, a natureza, forma, quantidade e distribuição dos diversos constituintes. As figuras 5.14, 5.15 e 5.16 a seguir apresentam o aspecto metalográfico das três regiões (A, B e C). 130

145 Figura 5.14 Aspecto metalográfico da região A (corpo da manilha). Ataque Nital 2% Figura 5.15 Aspecto metalográfico da região B (Superfície de Fratura). Ataque Nital 2% Figura 5.16 Aspecto metalográfico da região C cisalhada com trincas. Ataque Nital 2% 131

146 5.4.2 Segunda manilha analisada Macrografia A seguir estão apresentadas figuras (figuras 5.17 e 5.18) com o aspecto macroscópico da região da fratura da segunda manilha analisada, indicando aspecto de trinca por fadiga do material. Figura 5.17 Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentado aspecto de trinca por fadiga. Figura 5.18 Aspecto macroscópico da região da fratura, apresentado aspecto de trinca por fadiga 132

147 Micrografia As figuras 5.19, 5.20 e 5.21 a seguir apresentam o aspecto metalográfico das três regiões (A, B e C), após ensaio de micrografia efetuado na segunda manilha analisada. Figura 5.19 Aspecto metalográfico da região A (corpo da manilha). Ataque Nital 2% Figura 5.20 Aspecto metalográfico da região B (Superfície de Fratura). Ataque Nital 2% Figura 5.21 Aspecto metalográfico da região C cisalhada com trincas. Ataque Nital 2% 133

148 5.5 ENSAIO DE TENSÕES RESIDUAIS - MÉTODO DO FURO CEGO A análise de tensões residuais, pelo método do furo cego, foi realizada na região onde a manilha sofre maiores esforços (figura 5.22 e 5.23), segundo a simulação realizada por elementos finitos. As tensões residuais medidas estão apresentadas nas figuras 5.24 a 5.26, onde se pode observar um gráfico de Tensão Residual versus Profundidade (mm). A simulação numérica por elementos finitos será apresentada no próximo capítulo. Figura Região da manilha onde foi realizada a medida das tensões residuais Figura Ilustração do sistema para medida das tensões residuais 134

149 Tensão Residual [MPa] S1 S2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 Profundidade [mm] 10 o S1 S2 Figura 5.24 Tensões no Furo 1. Centro da curvatura no lado externo Pelos resultados apresentados acima, pode-se observar um aumento das tensões residuais na curvatura externa da manilha a medida que se penetra no furo. Houve um deslocamento de 10º em relação ao eixo principal, pois as tensões apresentaram-se maiores nesta direção. 135

150 Tensão Residual [MPa] S1 S2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 Profundidade [mm] S1 S2 Figura 5.25 Tensões no Furo 2 Centro da curvatura no lado interno 136

151 Tensão Residual [MPa] S1 S ,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 Profundidade [mm] S1 S2 Figura Tensões no Furo 3. Deslocamento do centro da curvatura no lado interno 137

152 5.6 ENSAIO REALIZADO NO CENPES (PETROBRAS) Através de ensaios não destrutivos como líquido penetrante e magnaflux foram detectadas trincas na região do arco interno das duas manilhas ensaiadas no CENPES conforme a figura 5.27 abaixo. A caracterização das trincas foi realizada através de macrografias e micrografias realizadas em microscópio óptico e eletrônico de varredura. A análise química de material junto às trincas foi realizada através de microssonda EDS (análise por energia dispersiva) [49]. A posição de retirada das amostras na região com trincas pode ser verificada na figura Figura 5.27 Região das manilhas onde foram detectadas trincas em inspeção. 138

153 Corte A-A Região Analisada Região com trincas Figura 5.28 Região das manilhas mostrando o corte para retirada das amostras na região contendo trincas Análise metalográfica da região das trincas As figuras 5.29 e 5.30 ilustram a análise a metalográfica realizada. Figura 5.29 Micrografia sem ataque das amostras da região contendo trincas da primeira manilha analisada. Apresenta oxidação no início das trincas. 139

154 Figura 5.30 Micrografia da amostra atacada com cromato alcalino para determinação da profundidade de penetração de oxigênio na região contendo trincas. Apresenta região clara sub-superficial indicando a presença de oxigênio Análise realizada no Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV) acoplado a um sistema de análise por energia dispersiva (EDS) As figuras de 5.31 a 5.33 ilustram a análise efetuada em microscopia eletrônica de varredura e microssonda. Figura 5.31 Imagem destacando as regiões de início da trincas partindo das regiões oxidadas da superfície. 140

155 Figura 5.32 Análise química realizada via EDS na região de início das trincas (região oxidada). Esta apresenta óxido de ferro com cromo na região marcada. Figura 5.33 Imagem da região contendo trincas das manilhas analisadas. Apresenta oxidação no início das trincas. 141

156 6 TESTE DE CARGA, SIMULAÇÃO NUMÉRICA E ANÁLISE DOS RESULTADOS Para se buscar as reais causas dos dois incidentes de rompimento de linhas de ancoragem na unidade flutuante em estudo, foi desenvolvida uma série de ensaios e análises que pudessem esclarecer o ocorrido e permitir tomar decisões sobre as outras manilhas ainda instaladas na UEP. Dentre as diversas análises propostas, foi realizado um estudo por elementos finitos desta manilha. Para a calibração do modelo matemático uma manilha foi instrumentada em três pontos que foram a curva externa e os dois braços paralelos, conforme apresentado na figura 6.2. Este ensaio foi realizado unindo a manilha a um tramo de amarra de 105 mm e o teste foi realizado na máquina de tração de 500 toneladas do CENPES (PETROBRAS) [50], apresentada na figura 6.1. Figura 6.1 Máquina de Tração de 500 toneladas do CENPES 142

157 6.1 TESTE DE CARGA Foi realizado no CENPES um teste de carga em uma manilha retirada de uma das linhas de poliéster da plataforma. Foram colados strain gages nas posições indicadas na figura 6.2. As setas na figura 6.2 indicam a direção de medição dos strain gages [49]. M5 M3 M4 M1 M2 Figura 6.2 Posição dos strain gages usados na medição das deformações no teste de carga efetuado no CENPES. O procedimento do teste consistiu em tracionar esta manilha de zero até 360 toneladas, com um incremento de aproximadamente 50 toneladas. O gráfico de deformação na curva externa da manilha (strain gage M5) apresentado na figura 6.3 indica que quando houve o decréscimo da carga de 360 toneladas para 235 toneladas, as deformações não retornaram aos valores da etapa de carregamento, indicando uma deformação permanente na região de medição [49 e 50]. O gráfico de carga em função da deformação medida na curva externa da manilha (figura 6.4) apresenta os resultados do mesmo teste com a carga em função da deformação, mostrando que a relação entre a carga aplicada e a deformação não é 143

158 linear no carregamento, confirmando que houve deformação plástica permanente após a retirada da carga. Como a região da curvatura externa da manilha é a mais solicitada, estão apresentados somente os resultados do strain gage M5. Os demais pontos foram analisados (strain gages M1, M2, M3 e M4), mas seus resultados não se tornam tão relevantes, uma vez que possuem solicitações menores que a da região da curvatura externa Deformação na Curvatura Externa Strain Gage M ton Deformação (x10 e-6) ton 205 ton 255 ton 305 ton 235 ton ton 100 ton Tempo (s) Figura 6.3 Deformações medidas em função da carga aplicada no strain gage M5 Carga Vs Deformação medida no Strain Gage M ton Deformação (x10e-6) Figura 6.4 Carga em função da deformação medida no teste no CENPES 144

159 6.2 SIMULAÇÃO NUMÉRICA situações: Foram realizadas simulações numéricas por elementos finitos de três diferentes Análise da influência da carga de teste nas tensões de trabalho da manilha com diâmetro de 105 mm. Análise de manilha com diâmetro de 105 mm com elo de 120 mm e manilha de 105 mm com elo de 105 mm. Análise de manilha com diâmetro de 114 mm com material R4 para as cargas de ruptura (MBL=710 t) e de teste (PL=450 t). As simulações foram realizadas utilizando-se o software ABAQUS Análise da Influência da carga de teste Foram analisadas as tensões na manilha com diâmetro de 105 mm, considerando as cargas atuantes na linha durante uma condição de tempestade. Duas situações foram estudadas. A primeira considerando a manilha e o elo com as tensões residuais características existentes após a aplicação da carga de teste (proof load). A segunda situação considerando a manilha e o elo sem a aplicação da carga de teste (proof load) [49]. A carga de teste propicia tensões residuais compressivas na região externa da manilha que se opõe ao carregamento de fadiga em serviço. A falta de carga de teste acarreta escoamento plástico na peça quando em serviço, o que acarreta uma grande sensibilidade ao meio de trabalho, acentuando danos por corrosão-sob-tensão e corrosão-fadiga Material da Manilha O material utilizado para a simulação está apresentado pela curva tensãodeformação da figura 6.5. A curva baseia-se na caracterização efetuada através de ensaios de tração. Este material foi utilizado na manilha e no elo. 145

160 Tensão (MPa)_ Deformação (mm/mm) Verdadeira Engenharia Figura Curva tensão-deformação utilizada para a análise da manilha Modelo Numérico As condições de contorno aplicadas ao modelo numérico simularam a simetria de um quarto do modelo, sendo a carga aplicada numa casca rígida (figura 6.6). Figura 6.6 À esquerda, modelo completo. À direita, modelo de um quarto de simetria. 146

161 O pino da manilha foi considerado como deformável, em contato com o pino do acessório, representado por uma casca rígida (figura 6.7). O elo tamanho 120 mm também foi considerado deformável, com o material das mesmas características que a manilha. Foi considerado o contato entre o elo e a manilha e entre o pino e a manilha. Também foi considerado o contato entre o pino da manilha e o pino do acessório. Para todos os casos foi aplicado um coeficiente de atrito de 0,3. O modelo foi calculado com aproximadamente elementos hexaédricos híbridos de integração reduzida e interpolação linear. Carga Aplicada Figura 6.7 À esquerda, condições de contorno aplicadas. Á direita, malha utilizada para o cálculo. 147

162 Cargas Aplicadas Para o cálculo das tensões com a carga de teste, foi aplicada inicialmente a carga de 450 ton, e logo após foram aplicadas as cargas que simularam uma condição de tempestade (tabela 6.1). A tabela 6.2 indica as cargas aplicadas na manilha sem carga de teste. Tabela 6.1 Cargas aplicadas na análise da manilha com carga de teste, em toneladas Etapa de Carga Aplicada Carregamento ton ton ton 4 60 ton ton Tabela 6.2 Cargas aplicadas na análise da manilha sem carga de teste, em toneladas Etapa de Carga Aplicada Carregamento ton ton 3 60 ton ton Resultados A figura 6.8 apresenta as tensões residuais ao longo da seção após a aplicação da carga de teste. Observa-se que a curvatura externa apresentou uma tensão residual compressiva de aproximadamente 385 MPa. A região compressiva continuou até uma profundidade aproximada de 20 mm a partir da curvatura externa. Na região interna, devido às condições de contato, as tensões residuais foram trativas da ordem dos 600 MPa, continuando trativas até uma profundidade de aproximadamente 12 mm. 148

163 Curvatura Interna Curvatura Externa Tensão (MPa) Tensão ao Longo da Seção após PL Distância (mm) Figura 6.8 Tensão ao longo da seção da manilha após a aplicação da carga de teste Nas figuras 6.9 e 6.10 observa-se as tensões máximas principais para os dois casos analisados, com a aplicação de uma carga de 300 ton. Observa-se que as tensões na manilha sem carga de teste foram aproximadamente 100% maiores que na manilha com carga de teste. 149

164 Manilha com PL Manilha sem PL Figura 6.9 Comparação das tensões máximas principais 150

165 Manilha com PL Manilha sem PL Figura 6.10 Detalhe da curvatura A figura 6.11 apresenta um gráfico das tensões em função da carga aplicada para a manilha com carga de teste e sem carga de teste. A tabela 6.3 resume os resultados para as cargas variando entre 160 ton e 300 ton. A tabela 6.4 resume os resultados para as cargas variando entre 60 ton e 200 ton. 151

166 160ton-300 ton 60 ton-200 ton Tensão na Curvatura (MPa)_ Manilha sem PL Manilha com PL Figura 6.11 Tensão na curvatura externa para a Manilha com carga de teste (PL) e sem carga de teste (PL). Tabela 6.3 Tensões na curvatura externa (MPa). Carga variando entre 160 ton e 300ton Manilha Tensão Máxima Tensão Mínima Tensão Média Sem carga de teste (PL) Com carga de teste (PL) Tabela 6.4 Tensões na curvatura externa (MPa). Carga variando entre 60 ton e 200ton Manilha Tensão Máxima Tensão Mínima Tensão Média Sem carga de teste (PL) Com carga de teste (PL)

167 Comparação com o teste no CENPES (PETROBRAS) A figura 6.12 apresenta um gráfico comparando as deformações medidas (em vermelho) e as calculadas (em azul) na curvatura externa da manilha (posição do strain gage M5). As deformações foram calculadas seguindo as etapas de carregamento da tabela 6.1 Observa-se uma boa correlação entre as duas curvas, com uma defasagem devida, principalmente, às diferenças entre as condições de contorno iniciais do teste e da análise. Na etapa de descarregamento, as duas curvas apresentaram a mesma inclinação. Carga Vs Deformação ton E E E E E E E+04 Deformação (x10-6) M-5 ABAQUS_M5 Figura 6.12 Comparação entre o teste no CENPES e a análise por Elementos Finitos Análise dos Resultados A figura 6.11 resume as tensões na região mais solicitada da manilha. Observase o efeito benéfico da carga de teste na distribuição de tensões. 153

168 Para uma carga na condição ambiental de tempestade na linha de ancoragem, as tensões na manilha sem carga de teste apresentaram valores com um incremento de aproximadamente 400 MPa, quando comparada com a manilha com carga de teste [48]. Da figura 6.12 pode-se observar que as deformações medidas no teste no CENPES (PETROBRAS) apresentaram o mesmo comportamento de uma manilha que não foi solicitada às cargas de teste Análise de Manilha diâmetro 105 mm com Elo diâmetro 120 mm e Manilha diâmetro 105 mm com Elo diâmetro 105 mm Foram analisadas as tensões na manilha considerando o contato com elo de diâmetro de 120 mm e com elo de diâmetro de 105 mm. O objetivo foi determinar a influência de elos de diferentes diâmetros nas tensões na manilha. As condições de contorno e as cargas aplicadas foram similares às aplicadas no item (Análise da influência da carga de teste). Para cada caso, as situações com carga de teste e sem carga de teste foram analisadas Material O material utilizado foi o definido no item Modelo Na figura 6.13 observa-se a malha empregada para cada caso. As condições de contorno foram iguais às empregadas no item anterior (figura 6.7) 154

169 Figura 6.13 Malha utilizada. À esquerda, manilha com elo 120 mm. À direita, manilha com elo 105 mm Carga Aplicada As cargas aplicadas foram as mesmas que as especificadas no item Resultados Nas figuras 6.14 e 6.15 observa-se as tensões máximas principais para os dois casos analisados, para aplicação de uma carga de 300 ton. As figuras 6.16 e 6.17 apresentam uma análise comparativa das tensões normais à seção para os dois casos analisados (com carga de teste e sem carga de teste), para cargas aplicadas de 200 ton e 300 ton. 155

170 Figura 6.14 Tensão máxima principal para uma carga de 300 ton após a aplicação de carga de teste. À esquerda, contato com elo de 120mm, à direita, contato com elo de 105mm. Figura 6.15 Tensão máxima principal para uma carga de 300 ton com manilhas sem carga de teste. À esquerda, contato com elo de 120mm, à direita, contato com elo de 105mm. 156

171 Tensão ao longo da Seção - Manilha com PL Tensão (MPa) Distância (mm) M105_E t M105_E t M105_E t M105_E t Figura 6.16 Comparação entre as manilhas montadas com elo de 120mm e 105mm. Tensão normal à seção. Cargas de 200 ton e 300ton. Tensão ao longo da Seção - Manilha sem PL Tensão (MPa) Distância (mm) elo t elo t elo t elo t Figura 6.17 Comparação entre as manilhas montadas com elo de 120mm e 105mm. Tensão normal à seção. Cargas de 200 ton e 300ton. 157

172 Análise dos Resultados As figuras 6.16 e 6.17 apresentam a variação da tensão ao longo da seção na curvatura da manilha. Observa-se que a análise não mostrou a existência de diferença significativa das tensões em função do diâmetro do elo utilizado [49]. Destaca-se que as tensões no caso da manilha com carga de teste diminuem significativamente, em concordância com os resultados da análise do item (Análise da influência da carga de teste) [49] Análise da manilha com material R4 para as cargas de ruptura (MBL) e de teste (PL). Foi analisada uma manilha de diâmetro de 114 mm para as mesmas condições do item e para cargas MBL de 710 toneladas e carga de teste de 450 toneladas. O material empregado reproduz os requisitos mínimos de resistência à tração da Norma IACS UR W22 [26] para o Grau R Material O material utilizado apresenta os valores descritos na tabela 6.5. A curva empregada no modelo (figura 6.18) foi ajustada em função de valores experimentais, sendo caracterizada pela seguinte equação: σ = σ o m o σ = 1220MPa m = 0,108 O ajuste se fez necessário para representar melhor as características reais do material da manilha, obtidas através de ensaios. 158

173 Tabela 6.5 Materiais W22 da norma e W22 utilizado na presente simulação Tensão de Escoamento (σys) Material σys (MPa) Deformação W22-Norma W22-Simulação 740 0,3% Resistência à Tração (σut) Material σut (MPa) Deformação W22-Norma W22-Simulação % W22-R Tensão (MPa Deformação (mm/mm) Verdadeira Engenharia Figura 6.18 Material W22 utilizado na simulação O limite de resistência à fadiga do material foi calculado seguindo as indicações da referência [51]: 159

174 Se = ka S' e S' e = 0,506σ UT = 435MPa onde: S e : limite de resistência à fadiga. S e : limite de resistência à fadiga para um corpo de prova polido. ka: fator de acabamento superficial. A tabela 6.6 apresenta os limites de resistência à fadiga considerando a equação de Marin e considerando o fator de acabamento superficial unicamente: Tabela 6.6 Limites de resistência à fadiga para dois acabamentos superficiais diferentes. Acabamento Superficial ka Se Hot-Rolled 0, MPa As-forged 0, MPa Dimensões Para a manilha analisada, foi considerado um diâmetro de 114 mm, ajustando o resto das medidas para a correta montagem dos acessórios (figura 6.19). O elo foi considerado de diâmetro de 120 mm. Figura 6.19 Dimensões da manilha W22 para 710 ton de MBL. 160

175 Modelo O modelo considerado apresentou as mesmas condições de contorno que as especificadas no item Carga Aplicada Para o cálculo das tensões foi aplicada primeiramente a carga de teste de 450 ton (PL) e logo após foram aplicadas, em duas etapas diferentes, as cargas de 200 ton e 300 ton. Finalmente foi aplicada a carga de 710 ton (MBL). A tabela 6.7 abaixo apresenta as cargas aplicadas. Tabela 6.7 Cargas aplicadas na análise da manilha com PL, em toneladas Etapa de Carga Aplicada Carregamento ton ton ton ton Resultados A figura 6.20 resume os resultados do trabalho de simulação. 161

176 Tensão ao longo da Seção Tensão (MPa) Distância (mm) 200t 300t 450t 710t Figura 6.20 Tensões normais à seção para as cargas de 200 ton, 300 ton, 450 ton (carga de teste) e 710 ton (MBL) Análise dos Resultados O limite de resistência à fadiga do material para as considerações do presente trabalho variaram entre 201MPa e 142MPa (tabela 6.6). Seguindo as etapas de carregamento apresentadas na tabela 6.7 e observando-se os resultados das tensões normais à seção apresentados na figura 6.20 verifica-se que para uma carga de 200 ton, as tensões foram de 72 MPa na curvatura externa. Para uma carga de 300 ton (valor máximo em uma condição de tempestade) as tensões aumentaram até 380MPa. Para as cargas de 200 ton, a manilha de diâmetro de 114 mm, material W22 Grau R4, as tensões apresentaram valores menores que o limite de resistência à fadiga do material. Para as cargas na condição de tempestade e considerando vida infinita, a manilha com 114 mm de diâmetro e material W22 Grau R4 estaria sub-dimensionada. Porém, dado que a maior parte do tempo a linha não se encontra solicitada com esta 162