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COPPE/UFRJCOPPE/UFRJ
SISTEMÁTICA PARA EXECUTAR TESTE DE INCLINAÇÃO EM UNIDADES
SEMISSUBMERSÍVEIS DE PRODUÇÃO OPERANDO NA LOCAÇÃO
Sérgio Nogueira
Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa
de Pós-graduação em Engenharia Oceânica, COPPE,
da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do título
de Mestre em Engenharia Oceânica.
Orientador: Paulo de Tarso Themistocles Esperança
Rio de Janeiro
Junho de 2010
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ii
SISTEMÁTICA PARA EXECUTAR TESTE DE INCLINAÇÃO EM UNIDADES
SEMISSUBMERSÍVEIS DE PRODUÇÃO OPERANDO NA LOCAÇÃO
Sérgio Nogueira
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE)
DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM
ENGENHARIA OCEÂNICA.
Examinada por:
________________________________________________
Prof. Paulo de Tarso Themistocles Esperança. D. Sc.
________________________________________________ Prof. Sergio Hamilton Sphaier. Dr. Ing.
________________________________________________ Dr. Mauro Costa De Oliveira. D. Sc.
________________________________________________ Dr. Vinicius Leal Ferreira Matos. D. Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
JUNHO DE 2010
iii
Nogueira, Sérgio
Sistemática para Executar Teste de Inclinação em
Unidades Semissubmersíveis de Produção Operando na
Locação / Sérgio Nogueira. – Rio de Janeiro:
UFRJ/COPPE, 2010.
XIV, 187 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Paulo de Tarso Themistocles Esperança
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Oceânica, 2010.
Referencias Bibliográficas: p. 163 – 168.
1. Estabilidade. 2. Teste de Inclinação. 3. Unidades
semissubmersíveis. 4. Controle de Peso. I. Esperança,
Paulo de Tarso Themistocles. II. Universidade Federal do
Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia
Oceânica. III. Título.
iv
Aos meus pais Delta e Leonardo
pelo exemplo e orientação, meu
filhos Felipe, Lorena e Davi, e em
especial à minha esposa Cristina
Burle pelo carinho, paciência e
suporte incondicional.
v
AGRADECIMENTOS
Ao orientador Paulo de Tarso T. Esperança, pelas ponderações sensatas e objetivas, mas
principalmente pela paciência para aceitar e contornar os lapsos na minha dedicação a este
projeto em função das minhas responsabilidades profissionais.
Aos colegas de Petrobras, em especial o Vinicius Leal Ferreira Matos que me guiou pelo
processo de especificar e tratar os ensaios em modelos, com idéias e sugestões
fundamentais para esta parte do trabalho, a excelente equipe de engenheiros navais com os
quais trabalho, com destaque para o Fernando Luiz Lemos Prado e a Liris de Almeida
Raposo que me auxiliaram com as simulações no SSTAB, e o Raphael D´Andrea Ayres
coordenando de forma muito profissional esta equipe na minha ausência.
Ao pessoal do Centro de Engenharia Naval e Oceânica do IPT, em especial o engenheiro
Paulo Parra, pelo apoio e dedicação para realizar os ensaios não convencionais que
especifiquei.
Por fim agradeço a Petrobras por ter possibilitado a execução de ensaios em modelo
especificamente para este trabalho e ao meu gerente direto, Agostinho Robalinho, por ter
aceitado e contornado a minha ausência na equipe naval mesmo com tantos problemas
ocorrendo com a nossa envelhecida frota de unidades de produção na UN-BC.
vi
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários
para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M. Sc.)
SISTEMÁTICA PARA EXECUTAR TESTE DE INCLINAÇÃO EM UNIDADES
SEMISSUBMERSÍVEIS DE PRODUÇÃO OPERANDO NA LOCAÇÃO
Sérgio Nogueira
Junho/2010
Orientador: Paulo de Tarso Themistocles Esperança
Programa: Engenharia Oceânica
O objetivo deste trabalho é determinar uma sistemática para executar Teste de
Inclinação em unidades semissubmersíveis de produção, operando na locação sem a
necessidade de desconectar o sistema de amarração ou os risers, e que seja aceito pelas
entidades regulatórias pertinentes, basicamente as Sociedades Classificadoras. Em função
dos altos custos associados, é condição de contorno manter a produção próxima da
normalidade e viabilizar a execução do Teste em condições meteoceanográficas com um
nível de excedência que permita a sua realização com uma boa margem de previsibilidade.
Para atingir este objetivo foi necessário buscar novas alternativas tanto para a forma
de medir ângulos de inclinação e calados, gerar os momentos inclinantes e avaliar a
influência da amarração e dos risers. O modelo matemático aproximado usado para
correlacionar o momento inclinante e o ângulo resultante foi substituído por uma
sistemática empírica baseada na modelação precisa da forma da unidade. Foram realizados
ensaios em tanque de provas para ajustar e validar os métodos acima onde o centro de
gravidade e o peso leve do modelo foram aferidos com métodos diretos para servir de
benchmark para Testes de Inclinação realizados com o mesmo modelo no formato
convencional e na sistemática proposta, e neste último caso com os sistemas de amarração e
risers conectados e na presença de ondas médias e severas.
vii
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M. Sc.)
DEVELOPMENT OF A INCLINING TEST PROCEDURE APPLICABLE TO
SEMISUBMERSIBLE FLOATING PRODUCTION UNITS MOORED ON LOCATION
Sérgio Nogueira
June/2010
Advisor: Paulo de Tarso Themistocles Esperança
Department: Oceanic Engineering
The aim of this work is to develop an Inclining Test procedure applicable to semi
production units while operating on location without disconnecting the mooring or riser
systems, acceptable by the necessary regulatory agencies, mainly the Classification
Societies. Due to the high costs associated, it is also paramount that the test affects
minimally the unit’s operational regime and can be performed successfully in
environmental conditions common enough to be met with minimal chance of interruption.
To achieve this it was necessary to develop alternatives for the conventional
methods used to measure the inclining angles and the drafts, an innovative procedure to
generate the inclining moments as well as means to evaluate the influence of the mooring
and riser systems on the unit. The conventional method used to correlate the inclining
moments and resultant angles was substituted by the empirical definition of the center of
buoyancy based on a detailed model of the hull. To adjust and validate these procedures,
extensive test where carried out in a certified towing tank where the centre of gravity and
light weight of the model was determined by direct measurement to serve as a benchmark
to compare with subsequent inclining tests done with the same model in the conventional
format and the proposed one, and for the latter with riser and mooring systems connected in
the presence of both moderate and severe sea states.
viii
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO : ...........................................................................................................1 1.1 MOTIVAÇÃO:.......................................................................................................3
2 HISTÓRICO e ALTERNATIVAS AVALIADAS: .................................................13 2.1 O CONCEITO SEMISSUBMERSÍVEL: ............................................................13 2.2 ALTERNATIVAS AVALIADAS: ......................................................................16
2.2.1 CONTROLE DE PESO:...............................................................................16 2.2.2 RAO INVERSO - EQUAÇÃO DE MOVIMENTOS EM ROLL E PITCH: ...19 2.2.3 PERÍODO NATURAL DE ROLL OU PITCH:.............................................20 2.2.4 MONITORAÇÃO DO GM EM SERVIÇO:...................................................21
3 REGULAMENTOS APLICAVEIS: .........................................................................25 3.1 INTRODUÇÃO:...................................................................................................25 3.2 REGULAMENTOS ESTATUTÁRIOS:..............................................................26 3.3 SOCIEDADES CLASSIFICADORAS:...............................................................28
3.3.1 BUREAU VERITAS - BV:.............................................................................28 3.3.2 DNV:.............................................................................................................29 3.3.3 ABS:..............................................................................................................29 3.3.4 CONCLUSÃO:.............................................................................................29
3.4 SISTEMÁTICA DE APROVAÇÃO DE NOVOS CONCEITOS:......................30 4 CORRELAÇÃO MOMENTO x INCLINAÇÃO: ...................................................33
4.1 APROXIMAÇÃO DOS PEQUENOS ÂNGULOS: ............................................33 4.2 MÉDODO EMPÍRICO – SISTEMA MG-SSTAB-DYNASIM: .........................37
4.2.1 INTRODUÇÃO:...........................................................................................37 4.2.2 HISTÓRICO:................................................................................................38 4.2.3 PROGRAMA MG:........................................................................................46 4.2.4 PROGRAMA SSTAB:...................................................................................52 4.2.5 MÓDULO DYNASIM:..................................................................................54
4.3 COMPARAÇÃO ENTRE O MÉTODO CONVENCIONAL E EMPÍRICO:.....55 5 SISTEMÁTICA PROPOSTA P/ DETERMINAR O CG: ......................................63
5.1 GERAÇÃO DO MOMENTO INCLINANTE: ....................................................64 5.2 DIREÇÃO E SENTIDO DO MOMENTO INCLINANTE: ................................67 5.3 MOMENTOS INCLINANTES COM DESLOCAMENTO VARIÁVEL:..........68
5.4 DETERMINAÇÃO DO VCGTeste
: ......................................................................69 5.5 ORGANIZAÇÃO DOS EXPERIMENTOS NO MÉTODO PROPOSTO:.........71 5.6 FLUXOGRAMA DE EXECUÇÃO DO TESTE DE INCLINAÇÃO:................72 5.7 DETALHAMENTO DO FLUXOGRAMA DE EXECUÇÃO:...........................76
6 MÉTODOS DE MEDIÇÃO ALTERNATIVOS: ....................................................85 6.1 COMPORTAMENTO DAS VARIÁVEIS MEDIDAS – FILTRAGEM: ...........85
6.1.1 DETERMINAÇÃO DO TEMPO DE REGISTRO:.......................................87
ix
6.1.2 DETERMINAÇÃO DA FREQUÊNCIA DE AQUISIÇÃO:..........................88 6.2 CALADOS - DESLOCAMENTOS:....................................................................89
6.2.1 MEDIÇÃO POR RADAR:............................................................................89 6.2.2 TRANSDUTOR DE PRESSÃO:....................................................................89 6.2.3 SISTEMA ÓTICO:........................................................................................90
6.3 INCLINAÇÕES: ..................................................................................................91 7 ENSAIOS EM TANQUE DE PROVAS: ..................................................................93
7.1 OBJETIVO: ..........................................................................................................94 7.2 PROGRAMA DE ENSAIOS: ..............................................................................95 7.3 CONDIÇÃO DE CARREGAMENTO DOS ENSAIOS: ....................................97 7.4 ESCOLHA DO MODELO:..................................................................................98 7.5 SISTEMA DE AMARRAÇÃO:.........................................................................103 7.6 SISTEMA DE RISERS: .....................................................................................104 7.7 MATRIZ RIGIDEZ DOS SISTEMAS DE AMARRAÇÃO E RISERS:..........106 7.8 CONDIÇÕES AMBIENTAIS: ..........................................................................108 7.9 TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO CONVENCIONAL – TCON: .................111 7.10 TESTE INCLINAÇÃO SEGUNDO PROPOSTA ALTERNATIVA: ..............113
7.10.1 ENSAIOS COM RISERS E AMARRAÇÃO CONECTADOS:.....................116 7.10.2 ENSAIO SEM RISERS E AMARRAÇÃO CONECTADOS:........................117
7.11 INSTRUMENTAÇÃO:......................................................................................118 7.11.1 MEDIÇÃO DA INCLINAÇÃO:..................................................................119 7.11.2 MEDIÇÃO DOS CALADOS:.....................................................................121
8 RESULTADOS DOS ENSAIOS EM TANQUE DE PROVAS: ..........................123 8.1 AFERIÇÃO DO CG – AFER: ...........................................................................124
8.1.1 MÉTODO DAS FACAS:.............................................................................125 8.1.2 MÉTODO DA BALANÇA DE INÉRCIA:...................................................128
8.2 TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO CONVENCIONAL - TCON:..................130 8.3 TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO NOVA PROPOSTA – TNW0:................133
8.3.1 TESTE ALTERNATIVO SEM ONDA, RISERS E AMARRAÇÃO:.............135 8.3.2 VERIFICAÇÃO DIMENSIONAL DO MODELO:......................................138 8.3.3 COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS:......................................................139
8.4 MEDIÇÃO DE CALADO COM ONDAS:........................................................141 8.4.1 ÓTICO:.......................................................................................................142 8.4.2 PRESSÃO:..................................................................................................148
8.5 MEDIÇÃO DA INCLINAÇÃO COM ONDAS:...............................................150 9 CONCLUSÕES: .......................................................................................................155 10 PLANO DE TRABALHO FUTURO: ................................................................159 11 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS: ..............................................................163
x
LISTA DE APÊNDICES:
APÊNDICE A - PROPOSTA PARA GERAÇÃO DE MOMENTO INCLINANTE..........169
APÊNDICE B - ESPECIFICAÇÃO TÉCNICA DO MEDIDOR DE MOVIMENTOS
OCTANS® 86 ...........................................................................................172
APÊNDICE C - ESPECIFICAÇÃO TÉCNICA DO MEDIDOR DE PRESSÃO ...............174
APÊNDICE D - RESULTADOS DA DETERMINAÇÃO GEOMÉTRICA DO BRAÇO DE
ENDIREITAMENTO DA UNIDADE HIPOTÉTICA..............................175
APÊNDICE E – CARACTERÍSTICAS PRINCIPAIS DO TANQUE DE PROVAS DO
CNAVAL/IPT E SUAS INSTALAÇÕES .................................................179
APÊNDICE F – AFERIÇÃO DO MODELO SSATB/MG USADO NA ANÁLISE DOS
ENSAIOS....................................................................................................182
APÊNDICE G – DETERMINAÇÃO DO KMt DO MODELO A PARTIR DAS SUAS
CARACTERÍSTICAS DIMENSIONAIS BÁSICAS: ..............................184
xi
LISTA DE SÍMBOLOS
ALFABETO ROMANO
Awl - área de linha dágua
b - coeficiente de amortecimento em translação
bθ - coeficiente de amortecimento em rotação
BM - raio metacêntrico
CG - centro de gravidade, coordenadas do
)(tF - força de excitação
GM - altura metacêntrica
H S
- altura significativa de onda em metros
I - inércia de massa
I a - inércia de massa adicional
IACS - International Association of Classification Societies
Ιmax - quantidade máxima de experimentos
Ιmin - quantidade mínima de experimentos
I wl - inércia da área de linha dágua
KB - coordenada vertical do centro de carena
KG - coordenada vertical do centro de gravidade, igual a VCG
KGcorr - coordenada vertical do centro de gravidade corrigida pelo
efeito de superfície livre
KM - coordenada vertical do metacentro
LCB - coordenada longitudinal do centro de carena
xii
LCG - coordenada longitudinal do centro de gravidade
lastroLCG - coordenada longitudinal do lastro movimentado em um
experimento
LCGcorr
- coordenada longitudinal do centro de gravidade corrigida
pelo efeito dos momentosManc
e Mriser
LCGPesoLeve- LCG da condição de Peso Leve
m - massa
ma - massa adicional
Manc
- diferença entre o momento aplicado pelo sistema de
ancoragem na condição final e inicial de um experimento
Mincl
- momento gerado para causar a inclinação na unidade
Mriser
- diferença entre o momento aplicado pelos risers na condição
final e inicial de um experimento
)(tM - momento de excitação
SC - Sociedade Classificadora
2R - coeficiente de correlação da regressão linear
T p - período de pico
TCB - coordenada transversal do centro de carena
TCG - coordenada transversal do centro de gravidade em metros
TCGcorr
- coordenada transversal do centro de gravidade corrigida pelo
efeito dos momentosManc
e Mriser
lastroTCG - coordenada transversal do lastro movimentado em um
experimento
xiii
TCG PesoLeve- TCG da condição de Peso Leve
x - deslocamento vertical
x& - velocidade vertical
x&& - aceleração vertical
UEP - unidade estacionária de produção
VCB - coordenada vertical do centro de carena em metros
VCG - coordenada vertical do centro de gravidade,
mesmo que KG
lastroVCG - coordenada vertical do lastro movimentado em um
experimento
VCG PesoLeve- VCG da condição de Peso Leve
VCGTeste - coordenada vertical do centro de gravidade da condição de
teste
ALFABETO GREGO
α - ângulo de trim em graus
α teste - ângulo de trim na condição de teste
∆ - deslocamento, em toneladas força
lastro∆ - peso líquido do lastro movimentado em um experimento
∆ PesoLeve - deslocamento da condição de Peso Leve
∆teste - deslocamento na condição de teste
∆m - deslocamento medido através dos calados
∇ - deslocamento volumétrico
xiv
δ θα , - erro máximo aceitável entre as inclinações medidas e
calculadas
δ ∆ - erro máximo aceitável para a diferença entre deslocamento
calculado e medido
δ VCG - erro máximo do VCG do experimento atual com relação ao
VCG médio dos experimentos anteriores
γ - parâmetro de estado de mar, gamma
θ - inclinação em geral, se não especificado de banda, em graus
θ& - velocidade angular
θ&& - aceleração angular
θ teste - ângulo de banda na condição de teste
1
1 INTRODUÇÃO :
O conceito semissubmersível foi introduzido na atividade offshore na década de 40
e desde então tem sido fundamental para o avanço da exploração e produção no mar.
Apoiar um convés de trabalho suficientemente afastado das ondas sobre colunas esbeltas,
por sua vez apoiadas em submarinos que geram o empuxo necessário tornou possível
operar em profundidades inatingíveis pelas estruturas cravadas no fundo do mar tipo
“jaqueta”, suportando toda a carga necessária à função da unidade com movimentos dentro
dos limites aceitáveis pela operação.
Em todo conceito de embarcação, virtudes implicam em vulnerabilidades, que no
caso da semissubmersível são a sua estabilidade e a sensibilidade a alterações no
carregamento. Como o GM é determinante para a resposta de uma estrutura flutuante à
ação das ondas, unidades semissubmersíveis precisam operar com este parâmetro em uma
faixa estreita, onde o limite inferior é determinado pelos critérios de estabilidade aos quais
precisa atender, e o superior limitado pelos seus movimentos nas condições
meteoceanográficas de projeto. As restrições operacionais apresentadas acima impõem que
uma unidade semi típica estará operando com o GM em uma faixa onde momentos de
emborcamento relativamente pequenos e até comuns resultarão em inclinações sensíveis
tanto para a segurança quanto para a operação da unidade. Estes momentos podem ser
oriundos de vento, movimentação de carga, alagamento inadvertido ou avaria.
Já, a sensibilidade a alterações no carregamento é decorrência do próprio arranjo da
semissubmersível. Ao afastar o convés dos submarinos impõe-se que qualquer alteração na
2
carga de convés terá que ser compensada pelo acréscimo ou retirada de igual peso de lastro
para manter o deslocamento constante, implicando em grande alteração da coordenada
vertical do centro de gravidade (VCG ) e consequentemente do GM. Como via de regra
existe necessidade de aumentar a carga de convés, o VCG também aumentará, reduzindo
o GM e piorando a estabilidade. Consequentemente, a sensibilidade a alterações no
carregamento aliadas a pequena faixa operacional de GM impõem a necessidade de um
controle rígido das alterações de carga de convés e, caso esta ultrapasse determinados
limites que serão apresentados adiante, determinar o efeito destas alterações sobre a
unidade.
Seja para navios ou plataformas, o Teste de Inclinação é o método consagrado pela
indústria e aceito pelas entidades normativas para determinar as características do Peso
Leve, o seu deslocamento e centro de gravidade. Este método consiste basicamente na
aplicação de momentos inclinantes bem determinados e na medição das inclinações
resultantes e dos calados que, a partir de uma relação simplificada denominada de Pequenos
Ângulos, permite determinar as três coordenadas do centro de gravidade. Ocorre que, até
bem pouco tempo, toda a demanda para determinar as características de Peso Leve de
embarcações se originava da construção, conversão ou obra realizada junto a instalações de
terra, significando que a embarcação estaria livre para se deslocar. Por este motivo, os
procedimentos e sistemáticas para realizar Testes de Inclinação praticados pela indústria e
aceitos pelas Entidades Regulatórias impõem que este Teste seja realizado com a
embarcação flutuando livre dos efeitos de amarração ou risers e em águas abrigadas, sob
condições restritas de vento, onda e correnteza.
3
Durante a fase inicial da atividade offshore, a lâmina dágua das regiões de
prospecção de hidrocarbonetos permitia que apenas a exploração e a perfuração, atividades
de curto prazo, fossem realizadas por unidades semi. Quando o campo prospectado se
mostra promissor, a produção, atividade de longo prazo, passa a ser realizada a partir de
uma jaqueta. Este arranjo é empregado até hoje sempre que a lâmina dágua permite, mas
durante muito tempo era o padrão, tanto que as primeiras unidades semissubmersíveis
foram denominadas de MODUs: Mobile Offshore Drilling Units. Quando a atividade
offshore se estendeu para regiões com profundidade superior a alcançada pelas jaquetas, foi
necessário realizar a produção do campo a partir de unidades flutuantes. Vários novos
conceitos foram desenvolvidos para este fim (FPSO, SPAR, TLP, etc.), cuja aplicação
depende das características e do arranjo de cada campo, mas a semissubmersível de
perfuração foi naturalmente adaptada para a produção.
1.1 MOTIVAÇÃO:
A motivação para este trabalho tem a sua gênese na aplicação da unidade
semissubmersível na atividade de produção. Por ser uma atividade de longo prazo, as
Entidades Regulatórias impõem que o sistema de amarração seja significantemente mais
robusto comparado à mesma unidade atuando em campanhas de curto prazo, como
perfuração e completação de poços. Além disto, para processar é preciso receber a
produção dos poços via risers, e como a unidade semi de produção convencional não escoa
diretamente para aliviadores, torna-se necessário instalar risers para exportar a produção
4
para uma monobóia, FSO, FPSOs ou diretamente para terminais em terra. O processo de
lançamento e conexão dos sistemas de amarração e risers de unidades de produção
demandam embarcações especiais em campanhas longas, implicando em alto custo e
indisponibilidade de recursos críticos. Além disto, os risers não foram projetados para
serem conectados, serem utilizados por longos períodos, desconectados e reconectados após
um período que pode durar semanas. Os danos decorrentes desta manobra podem impor a
substituição deste equipamento, que é fabricado sob medida, e por isto de alto custo e prazo
de entrega.
Após desconectados os sistemas de risers e ancoragem será necessário levar a
unidade até um local com águas abrigadas, realizar o Teste convencional e retornar para a
locação. Como não são unidades auto-propelidas, este processo é demorado e de custo
elevado.
Em resumo, retirar unidade da locação para realizar um Teste de Inclinação
convencional é um processo em si que envolve alto custo mas o principal impacto decorre
do própria prazo desta operação, durante o qual a produção será suspensa. A perda de
receita não pode ser compensada mas se torna uma translação no tempo de toda a curva de
receita da unidade.
Outro aspecto de extrema importância é o impacto sobre o reservatório gerado pela
parada prolongada da atividade de uma unidade de produção. A produção e a injeção são
planejados para atender a requisitos da Agencia Nacional de Petróleo (ANP) que visam
maximizar o coeficiente de recuperação do mesmo, pois é patrimônio da União. O hiato na
5
produção e injeção podem por em risco ou ser impeditivo para o atendimento às metas de
utilização do reservatório.
Em resumo, retirar uma unidade de produção da sua locação e depois retornar,
desconectando e reconectando os sistemas de amarração e risers, torna a realização de um
Teste de Inclinação em águas abrigadas inviável para uma unidade de produção,
principalmente pela perda de produção e os possíveis danos ao reservatório associados a
suspensão da atividade de unidade.
O condicionante acima não teria maiores consequência se unidades de produção não
precisassem de obras, o que não é o caso exatamente por ser uma atividade de longo prazo.
O principal motivador destas obras é a mudança natural nas características do reservatório
ao longo da sua vida útil, principalmente nos teores de água e de contaminantes (H2S, CO2,
etc.), obrigando que sejam realizadas alterações na planta. Necessidades operacionais, de
segurança e o atendimento a requisitos legais (ex.: ANP) também resultam na necessidade
de obras a bordo.
A construção naval é uma atividade de montagem sequencial onde o controle do
peso e da posição dos itens montados não é suficientemente preciso para determinar o peso
e centro de gravidade da embarcação. A indústria reconhece este aspecto, tanto que as
Entidades Regulatórias, como as Sociedades Classificadoras, impõem que seja realizado
um Teste de Inclinação para determinar com suficiente precisão o peso e centro de
gravidade de toda embarcação ao final da construção ou conversão, a menos que esta
embarcação seja subsequente a primeira de uma série idêntica. Se o controle de peso não é
6
suficiente para determinar peso e centro de gravidade em um estaleiro, em obras offshore
este método é menos efetivo ainda. Obras em unidades operando são realizadas por equipes
reduzidas usando recursos limitados. Restrições nos equipamentos de transferência de carga
e nas embarcações de apoio limitam bastante o tamanho e o peso dos módulos que podem
ser montados em terra, aumentado a necessidade de montagem a bordo.
Na sua grande maioria, estas obras implicam na adição de carga nos conveses
expostos da unidade semissubmersível que, devido a sensibilidade a alterações no
carregamento explicada acima, causa elevação no seu VCG , reduzindo a estabilidade da
unidade e aproximando-a do seu limite máximo definido pelos regulamentos aplicáveis.
Como o controle do peso destas alterações é reconhecidamente ineficaz, as Entidades
Regulatórias pertinentes à atividade offshore, tanto estatutárias (DPC [14], NMD [2], IMO
[3]), como as Sociedades Classificadoras, impõem que seja realizado um Teste de
Inclinação para determinar o seu novo peso leve e centro de gravidade se o somatório do
módulo das alterações ultrapasse determinado limite. O IMO MODU CODE 89 [4],
principal regulamento estatutário aplicável a unidades semissubmersíveis, impõe que estas
alterações sejam inventariadas a intervalos não superiores a 5 anos e que um Teste de
Inclinação seja realizado sempre que a soma dos módulos das alterações ultrapasse 1% do
deslocamento de projeto da unidade. Vale ressaltar que o limite se aplica ao somatório do
módulo das alterações por que, da mesma forma que o controle de peso da obra é ineficaz
para a adição de estruturas e equipamentos, também é ineficaz para a retirada.
Unidades semi operando por longos períodos em um mesmo campo tem grande
probabilidade de acumular alterações de peso leve superiores a 1% e desmobilizá-las para
7
realizar um Teste de Inclinação em águas abrigadas tem custo proibitivo. A opção que tem
sido aceita pelas Entidades Regulatórias é de penalizar o controle de peso a favor da
segurança, determinando valores de VCG acima dos valores do controle para os pesos
adicionados à unidade e valores abaixo do controle para pesos retirados. O objetivo é
garantir que o valor final do VCG do conjunto de alterações do peso leve, após aplicadas
as penalizações, seja garantidamente maior que o valor real. A experiência demonstra que o
grau de penalização aplicado na prática depende da qualidade do controle de peso. Quando
este controle foi bem realizado e documentado é possível penalizar aumentando, ou
reduzindo se for peso retirado, em um nível de convés o VCG dos pesos. Para controles
de qualidade duvidosa é possível simplesmente definir que todos os pesos adicionados o
foram no maior VCG da lista e os pesos retirados no menor valor.
Métodos para direcionar o levantamento de informações sobre as obras e tratar os
resultados (ver ref.: [33]) foram estabelecidos e aplicados na prática com o objetivo de
reduzir as penalizações, mas tecnicamente somente um Teste de Inclinação permite
determinarmos com segurança o valor e CG das alterações de Peso Leve e em termos legais
somente o Teste será aceito sem penalizar o operador com perda de capacidade de obra a
bordo.
De qualquer forma, ao penalizar para garantir um VCG acima do real estamos
reduzindo a margem que a unidade passa a ter para acrescentar temporariamente carga útil
para a sua operação ou definitivamente equipamentos e estruturas. Conforme explicado
acima, as limitações de GM implicam em um folga original pequena entre o VCG de
8
operação e o limite para atender aos critérios de estabilidade, portanto qualquer penalização
causa impacto significativo nesta pequena margem, reduzindo a capacidade da unidade de
realizar obras para aumentar a produção, alterar o processamento do óleo e gás ou
atendimento a requisitos legais, impactos que resultam em perda financeira significativa e
permanente.
O objetivo deste trabalho é determinar uma sistemática para executar Teste de
Inclinação em unidades semissubmersíveis de produção, operando na locação sem a
necessidade de desconectar o sistema de amarração ou os risers, aceito pelas entidades
regulatória pertinentes, basicamente as Sociedades Classificadoras. Viabilizar a execução
do Teste de Inclinação na locação permitirá determinar o deslocamento e centro de
gravidade do peso leve incluindo as modificações realizadas desde o último Teste de
Inclinação de forma correta e segura, porém sem penalizações que venham a reduzir
capacidade de realizar obras a bordo. Para o grande contingente de unidades que já
passaram pelo processo de redefinição e penalização do seu peso leve, executar um Teste
de Inclinação na locação abrirá ou ampliará a possibilidade de realizar obras necessárias.
9
TEMPO em OPERAÇÃO APÓS ÚLTIMO T.I. da FROTA de SEMISSUBMERSÍVEIS da UN-BC
(anos)12 13 13 14 16 17 18 21
,0 23
27 27 28
44
05
101520253035404550
P-27
P-19
P-26
P-25
P-18
P-08
P-20
MÉDIAP-0
7P-1
2P-1
5P-0
9P-6
5
Figura 1.1: tempo em operação após último Teste de Inclinação da frota de
unidades semissubmersíveis de produção da UN-BC.
No universo das 12 unidades semissubmersíveis de produção da Unidade de
Negócios da Bacia de Campos (UN-BC), com idade média de 21 anos, 4 já passaram por
revisão de alteração de peso leve com penalização e muitas outras estão com o conjunto de
alteração de peso leve próximo da margem de 1% (ver Figura 1.1). Nestes casos, o ganho
em realizar um Teste de Inclinação é imediato, podendo significar uma sobrevida
operacional que novas obras irão permitir.
Como será detalhado ao longo deste trabalho, o desafio de executar um Teste de
Inclinação na locação é conseguir atender aos requisitos legais que balizam este Teste e as
limitações operacionais da unidade de produção, quantificando e considerando os efeitos
10
dos sistemas de amarração e risers, e filtrar os movimentos e os efeitos relativos às
condições ambientais presentes na locação, principalmente às ondas, que estarão acima dos
limites impostos para o Teste de Inclinação convencional executado em águas abrigadas.
Devido a sua importância na construção deste procedimento, os requisitos, condições de
contorno e efeitos externos a considerar são:
• As inclinações e movimentos causados pelo Teste não podem causar risco
aos tripulantes da unidade;
• O procedimento de Teste e os resultados finais só têm validade se forem
aprovados pelas Entidades Regulatórias pertinentes, ou seja, as Sociedades
Classificadoras, o Departamento de Portos e Costas (DPC) como Entidade
Costeira, e as Bandeiras de Registro;
• O Teste tem que ser realizado sem nenhuma alteração significativa nas
condições operacionais da unidade, especificamente: sistema de amarração,
risers, calado, aproamento e cargas de convés;
• O Teste tem que ser realizado até um limite de vento e ondas cuja
probabilidade de ocorrência garanta janelas de execução com risco de
excedência aceitável para a região da Bacia de Campos;
• As inclinações e movimentos causados pelo Teste somente podem reduzir o
processamento principal se a perda total, considerando a duração do Teste,
for aceitável face aos ganhos esperados;
• A duração do Teste tem que ser compatível com a perda total aceitável caso
haja redução do processo;
• A duração do Teste não pode ultrapassar o período de previsibilidade para
as condições ambientais determinadas como limite.
11
A lista de restrições e condicionantes evidencia a interdependência e o conflito entre
elas, principalmente em relação à precisão dos resultados, as condições ambientais e a
duração do Teste, que será abordado em detalhe ao longo do trabalho.
Tabela 1.1: Comparação dos procedimentos e premissas do TI convencional e alternativo e as ações alternativas propostas.
PROCEDIMENTO /
PREMISSAS
TESTE INCLINAÇÃO
CONVENCIONAL
TESTE INCLINAÇÃO NA LOCAÇÃO
COMPARAÇÃO (ref. TI convencional)
AÇÕES ALTERNATIVAS / MITIGADORAS
CONDIÇÕES DE MAR
BEAUFORT 2: vento ≤ 2 nós / marolas
ESTADO de MAR >> BEAUFORT 2
MOVIMENTOS INDUZIDOS MAIORES
MEDIR INCLINAÇÕES E CALADOS c/ + PRECISÃO E FILTRAR OSCILAÇÕES
AMARRAÇÃO E RISERS
DESCONECTADO CONECTADO
INDUZ MOMENTO RESTAURADOR E
ALTERAÇÃO na CARGA VERTICAL
# AVALIAR INFLUÊNCIA RELATIVA da AMARRAÇÃO e RISERS;
# CALCULAR FORÇAS E MOMENTOS EM FUNÇÃO DA INCLINAÇÃO E DERIVA (DYNASIM)
BLOCOS DE CONCRETO /
DESLOCAMENTO COM TRENA
LASTRO: FALTA ÁREA LIVRE no
CONVÉS
NECESSIDADE de GARANTIR CONTROLE DO PESO DE LASTRO
# ADMITIR E RETIRAR LASTRO EM APENAS 2 TANQUES USANDO AR COMPRIMIDO;# SONDAGEM POR PRESSÃO;# SSTAB PERMITE ALTERAR ∆ e DETERMINAR VOLUME e CG DO LASTRO c/ BANDA E TRIM.
DESLOCAMENTO TRANSVERSAL:
SOMENTE BANDA
SSTAB PERMITE INCLINAR EM QUALQUER DIREÇÃO
USO SSTAB AUMENTA FLEXIBILIDADE
USAR TANQUES DE LASTRO DIAGONALMENTE OPOSTOS PERMITE
GERAR MESMA INCLINAÇÃO c/ MENOR MOVIMENTAÇÃO de PESO
MEDIÇÃO DE ÂNGULOS
PÊNDULO E CUBAVRU c/ FILTRO e
PROCESSO ESTATÍSTICO
PRECISÃO BEM MELHOR
REFINAR O MÉTODOS E DETERMINAR TEMPO DE CONVERGÊNCIA E PRECISÃO
MEDIÇÃO CALADOTUBO C/ RESTRIÇÃO
E VISORÓTICO e
PRESSÃO
# MELHOR PRECISÃO;# MEDIÇÃO A DISTÂNCIA;# MEDE DURANTE TODO O TESTE.
REFINAR O MÉTODOS E DETERMINAR TEMPO DE CONVERGÊNCIA E PRECISÃO
CORRELAÇÃO MATEMÁTICA
ENTRE MOMENTOS, ÂNGULO E VCG
PEQUENOS ÂNGULOS (PERDA
PROGRESSIVA DE PRECISÃO)
SISTEMA MG/SSTAB
CORRELAÇÃO PRECISA p/ QUALQUER ÂNGULO
COMPARAR c/ DETERMINAÇÃO GEOMÉTRICA e c/ PEQUENOS ÂNGULOS
MANTER O DESLOCAMENTO
CONSTANTE
PREMISSA NECESSÁRIA
NÃO PRECISA SER ATENDIDO
UTILIZANDO SSTAB
POSSIBILITA ADICIONAR E RETIRAR LASTRO (1 manobra por
experimento)
# ADMITIR E RETIRAR LASTRO EM APENAS 2 TANQUES USANDO AR COMPRIMIDO;# SONDAGEM POR PRESSÃO;# ALTERAÇÕES ∆ VERIFICADAS POR LEITURA DE CALADO A CADA EXPERIMENTO.
TESTE DE CAMPO ENVOLVE CUSTO
ALTO
PROCEDIMENTO CONSAGRADO
INÉDITO
NECESSIDADE de TESTAR e
DESENVOLVER TECNOLOGIAS
REALIZAR ENSAIO EM MODELO
ACEITO PELAS SOCIEDADES
CLASSIFICADORAS
METODOLOGIA CONSAGRADA
ORIUNDA DE NAVIO (ANTIGA)
INÉDITONECESSÁRIO PASSAR
por PROCESSO APROVAÇÃO SCs
# DESENVOLVER TECNOLOGIAS E PROCEDIMENTOS EM ENSAIOS c/ MODELOS;# ESCOLHER UNIDADE p/ TESTE CAMPO;# INICIAR PROCESSO DE APROVAÇÃO NOVA TECNOLOGIA c/ SC DESTA UNIDADE.
GERAÇÃO DE MOMENTOS
INCLINANTES: FORMA E DIREÇÃO
12
A Tabela 1.1 acima apresenta de forma resumida a comparação dos principais
procedimentos e premissas entre os TI convencional e alternativo e as ações mitigadoras
propostas. Esta tabela apresenta de forma sintetizada o desdobramento de várias áreas de
atuação que determinam a motivação para este trabalho. A proposta desta dissertação é
atuar em cada ponto listado nesta tabela como ação mitigadora com o objetivo de viabilizar
este TI alternativo.
Em compensação, o Teste convencional ainda é executado basicamente com a
mesma tecnologia, tanto referente à metodologia quanto aos equipamentos de medição,
usada há décadas atrás. É justamente na melhora significativa da tecnologia empregada nos
sistemas de medição e na própria sistemática do Teste o principal recurso para superar os
desafios.
13
2 HISTÓRICO e ALTERNATIVAS AVALIADAS:
2.1 O CONCEITO SEMISSUBMERSÍVEL:
Sob o ponto de vista naval, a gênese das atuais unidades semissubmersíveis surgiu
no início dos anos 30 quando barcaças foram projetadas e construídas para receber
equipamento de perfuração no convés, deslocadas até a locação e alagadas para assentar no
fundo e operar. Ao terminar a sua campanha, elas eram re-flutuadas e rebocadas até a
próxima locação, limitada a aproximadamente 3 metros de profundidade, permitindo o
avanço da exploração “offshore” nas margens alagadiças da Louisiana pelos anos seguintes.
A próxima etapa foi a utilização de estruturas de madeira cravadas no leito marinho
suportando o equipamento de perfuração ou produção. As precursoras das atuais
“jaquetas” podiam ser montadas a profundidades em torno de 12 m, de onde eram
realizados os poços de exploração e, caso o campo fosse promissor, as facilidades de
produção e armazenamento.
Mesmo com os refinamentos oriundos da natural evolução, as barcaças
“submersíveis” eram adequadas para a “zona de transição” costeira e protegida, mas eram
extremamente sensíveis a vento e ondas, sendo apropriadas para profundidades de, no
máximo, 4 m. O arranjo barcaça – torre de perfuração apresentava um alto centro de
gravidade, impondo o primeiro obstáculo relacionado à estabilidade de estruturas flutuantes
específico da atividade offshore. Felizmente o talude do Golfo do México é gradual,
fazendo com que esta “zona de transição” se estendesse por quase 200 m da praia, e assim
14
permitindo aos operadores uma vasta região de exploração que ainda podia ser atendida
pelas “jaquetas” da época, dos anos 30 e por boa parte de década de 40.
Mas estas barcaças e “jaquetas” eram visíveis da costa e no final da década de 40 já
era premente a necessidade dos operadores de obter meios para explorar campos mais
afastados e em profundidades maiores. Operar a partir de uma jaqueta envolvia o transporte
do material e a construção no mar, transportar e montar os equipamentos de perfuração e
depois desmobilizar este equipamento para outra jaqueta ou para a costa, implicando em
enorme desperdício de tempo e recursos.
Depois do hiato proveniente da segunda guerra, a atividade offshore voltou a ser
fortemente demandada pelos produtores, instigando operadores a explorar novas opções
para ir mais fundo. Um destes operadores, a Kerr-McGee Corp. projetou e construiu um
conjunto torre e plataforma de perfuração atrelado a uma barcaça de 78 x 14 m, comprada
como refugo da Marinha, onde era colocada a maioria do equipamento de suporte à
perfuração. Em setembro de 1947, a unidade Kermac Rig 16 [5] perfurou, a 17 km da costa
e 5 m de profundidade, o primeiro poço fora da visão de terra, portanto considerado
realmente offshore. Como a torre e a plataforma de perfuração eram assentadas no fundo
enquanto a barcaça era ancorada, o arranjo foi considerado semi móvel, pois permitia que a
barcaça fosse movimentada para dar apoio a outros conjuntos torre – plataforma.
O arranjo de Kermac Rig 16 abriu as portas da exploração offshore e pavimentou o
caminho para a construção e operação, em 1949, da primeira unidade submersível com
arranjo moderno. A Breton Rig 20 consistia em uma plataforma de trabalho suportada por
15
colunas apoiadas em submarinos, e podia perfurar a profundidade de até 6 m, se
constituindo na primeira unidade da classe MODU Submersível para operação em mar
aberto. A indústria reconheceu imediatamente as vantagens da plataforma de trabalho
afastada das ondas, que causavam pouco efeito ao passarem por colunas esbeltas, em uma
unidade apoiada no fundo com a mobilidade para levar todo o equipamento necessário de
uma locação para outra. Naturalmente, o sucesso do arranjo submersível abriu a imaginação
dos operadores para explorar profundidades maiores, aumentando as dimensões do conceito
submersível permitindo que operasse flutuando. Em 1953 entrou em operação a Mr.
Charlie, considerada a primeira plataforma semissubmersível, perfurando em profundidades
de até 12 m.
O conceito semissubmersível revolucionou a atividade offshore, tanto que já em
1965 já havia unidades semissubmersíveis operando a 70 m de profundidade, e avançar
para profundidades maiores dependia basicamente do sistema de amarração. Inicialmente
utilizaram-se sistemas de amarração em catenária com as pesadas amarras, mas à medida
que aumentava a profundidade tornou-se necessário trocar os longos trechos intermediários
por cabo de aço, com peso linear de aproximadamente 10% comparado à amarra. Cabos
especiais com alto fator tração x diâmetro foram desenvolvidos, como o “spiral strand”,
permitindo aumentar mais a lâmina de água ainda aplicando o conceito catenária. Com a
aplicação do posicionamento dinâmico e da amarração com linha sintética tipo taut-leg, o
conceito semissubmersível definitivamente abriu um novo horizonte de aplicação em
termos de profundidade onde as restrições passaram a vir dos sistemas de perfuração ou
produção.
16
2.2 ALTERNATIVAS AVALIADAS:
Sendo um problema antigo amplificado pela conotação mais recente da unidade
semissubmersível de produção várias alternativas foram estudadas, pelo menos desde 1986
(ver [6]). As principais alternativas analisadas estão apresentadas abaixo.
2.2.1 CONTROLE DE PESO:
Certamente o controle de peso é a primeira opção que surge quando se busca uma
solução para o problema de como manter o controle do peso e localização do centro de
gravidade do conjunto de alterações do peso leve. Ocorre que este é já um problema crítico
na construção de unidades novas em estaleiros especializados principalmente pela natureza
da própria construção naval de ser uma indústria de montagem. As Entidades Regulatórias
reconhecem isto, tanto que no primeiro regulamento específico para embarcações offshore,
o MODU 79 (referência [3]), já havia texto específico determinando que um Teste de
Inclinação fosse realizado ao final da construção. Esta regra também determinava que no
caso de embarcações “idênticas”, um inventário de peso leve confirmando que são
realmente idênticas exceto por detalhes em equipamentos de menor porte permite
prescindir de um novo Teste de Inclinação.
Na obra em unidade operando na locação, fora a natureza de indústria de
“montagem”, existem outros problemas específicos listados abaixo:
• Capacidade limitada de carga e espaço das embarcações de apoio que
transportam o material usado nas obras a bordo;
• Capacidade limitada de carga e raio de ação dos meios de içamento das
plataformas de produção;
17
• Pessoal envolvido bem menos especializado que em estaleiro;
• Pouco espaço nas áreas úteis e congestionamento nos equipamentos
impõem a necessidade de adaptação e improviso nas instalações novas.
A alternativa usada em estaleiros de pré-fabricar módulos maiores em terra que
poderiam ter seu peso e CG melhor monitorado esbarra na falta de disponibilidade e no
custo de equipamentos de içamento offshore de grande porte com compensação ativa de
movimento vertical, imprescindível para executar uma montagem entre duas unidades
flutuando. Mesmo ultrapassada esta dificuldade, é comum não haver espaço para descer o
módulo no meio de uma planta de produção ou não ser aceitável o risco desta operação com
a planta em operação. Um terceiro ponto importante é o incremento de peso necessário para
dotar um módulo da estrutura necessária para o seu içamento (“skid”). A Figura 2.1
representa um exemplo típico de módulo de equipamentos em unidade semi onde os
elementos de suporte precisam suportar todo o módulo quando é içado, motivo pelo qual
possuem escantilhões e consequentemente pesos avantajados.
18
Figura 2.1: Equipamento a bordo em estrutura modular.
Mesmo se for possível efetuar um controle bem apurado do peso e CG das obras
realizadas a bordo, os regulamentos aplicáveis, como será visto no capítulo 3, impõem que
seja realizado um Teste de Inclinação se o limite de peso alterado em função do
deslocamento for ultrapassado. Neste caso este controle servirá no máximo para reduzir a
penalização que será imposta pelas Entidades Regulatórias como compensação pela não
realização do Teste de Inclinação.
19
2.2.2 RAO INVERSO - EQUAÇÃO DE MOVIMENTOS EM ROLL E PITCH:
Esta abordagem é bastante intuitiva, pois parte da noção que se é possível estimar a
resposta da unidade através do RAO em função de uma onda incidente, se medirmos a
excitação e a resposta obteríamos o RAO e através deste as características de inércia e CG.
Também denominada de “Identificação de Sistemas” [8], este método de análise dinâmica
da estabilidade tem por base a teoria de controle e remonta a trabalhos de 1972 (ref. [9]).
Deriva da equação que governa o movimento angular em torno de um eixo horizontal:
( ) )(... tFGMbII a=+++ θθθ θ
&&&
Onde θ.GM é a parcela referente a restauração, sendo a parcela ( )θ&&.II a+
responsável pela inércia de massa e adicional, a parcela θθ&.b é o amortecimento viscoso e
)(tF a força ou momento de excitação.
Para sistemas lineares ou simples com excitação conhecida ou mensurável bastaria
medir a resposta através das séries temporais e ajustar o GM, que define o VCG. Ocorre
que em unidades semissubmersíveis a parcela referente a inércia adicional é considerável e
bastante dependente da própria excitação, principalmente para roll (parâmetro (4,4) da
Figura 2.2 abaixo [10]).
20
Figura 2.2: Coeficientes rotacionais da matriz de inércia adicional da P-20 em função da onda [10].
A parte dos problemas para estimar bθ com precisão suficiente em unidades
semissubmersíveis, o mar incidente na prática é irregular, que impõe a dificuldade adicional
de ser monitorado adequadamente, implicando em incertezas tanto na determinação da
própria excitação como na consequente inércia adicional que impedirão determinar o VCG
com precisão necessária. Por fim vale mencionar que estimar a própria inércia da unidade
depende de conhecer com razoável precisão a distribuição de pesos e cargas a bordo, que é
justamente o que se deseja determinar indiretamente.
2.2.3 PERÍODO NATURAL DE ROLL OU PITCH:
Este método pode ser encarado como uma parte ou a simplificação do método do
RAO inverso, até como uma tentativa de contornar algumas das suas dificuldades. A
proposta deste método é monitorar por um período de tempo uma determinada
Período Onda (s)
Matriz Massa Adicionada
Roll (4,4)
Pitch (5,5)
21
característica da resposta da embarcação que, segundo um modelo simplificado de
movimentos, tivesse uma relação direta com a sua altura metacêntrica. A característica mais
adequada a monitorar seria o período natural T n de roll ou de pitch que está relacionado
ao GM pela relação:
( )GM
IIT
a
n .2
∆
+= π
Primeiramente, os sistemas de amarração e risers têm influência significativa no
período natural da unidade, principalmente em uma unidade de produção, onde são
particularmente robustos. Considerando que os problemas relacionados à determinação ou
estimativa das inércias de massa e adicional descritos no item 2.2.2 acima permanecem
tanto em intensidade como em importância, existe a dificuldade na própria medição do
período natural Tn para mar irregular. A junção destes fatores negativos impediu que até o
momento fosse viável determinar o GM através deste método com a precisão necessária
mesmo utilizando-se análise no domínio do tempo conjugada à análise no domínio da
frequência para determinar o T n.
2.2.4 MONITORAÇÃO DO GM EM SERVIÇO:
Esta sistemática não é propriamente de determinação do VCG, ou GM, mas de
monitoração destes parâmetros ao longo do tempo. A versão mais conhecida desta
sistemática é o MOSIS ([8] [11]) que foi primeiramente implantado em um sistema
flutuante de produção na década de 80.
22
A monitoração dos parâmetros de estabilidade consiste basicamente na medição
contínua da banda e trim através de equipamentos eletrônicos que alimentam um modelo
matemático que também recebe continuamente as informações referentes a alterações no
carregamento. Este modelo então calcula as inclinações resultantes das alterações no
carregamento com base no VCG assumido e compara com as inclinações medidas. É como
se o sistema executasse um pequeno Teste de Inclinação toda vez que o carregamento for
alterado. As diferenças entre as inclinações previstas e medidas são transformadas pelo
sistema em correções do carregamento informado, e estas diferenças são informadas ao
operador avisando-o que erros acumularam e onde devem ser procurados.
O principal aspecto é que sistemas de monitoração da estabilidade em serviço não
têm como objetivo atuar sobre o problema abordado por este trabalho, que é aferir o peso e
CG de um passivo acumulado de alterações de peso leve. O objetivo deste sistema é
acompanhar o controle de peso e CG das alterações ao longo do tempo e acusar desvios ou
erros significativos neste controle. Esta função é útil, mas em princípio não pretende
substituir o Teste de Inclinação para efeito das Entidades Regulatórias, que é uma
constatação corroborada pelo próprio fornecedor [11] quando afirma que, se utilizado
corretamente desde o início das alterações de peso leve pode servir de atenuante para
reduzir as penalizações impostas pelas Entidades Regulatórias (ver capítulo 3.).
Outros aspectos importantes sobre aplicabilidade desta sistemática para atender aos
objetivos apresentados neste trabalho são:
23
• Deveria estar implementado junto com o início das alterações de peso leve
que, nas unidades alvo, já se acumula há muitos anos (ver Figura 1.1);
• Só funciona quando assume inclinações perceptíveis, o que é bastante
indesejável em unidades de produção já que a alteração dos níveis nos vasos
e tanques perturba o processo;
• Não existe monitoração dos calados, e por consequência o deslocamento,
parâmetro fundamental no processo de controle do peso e CG da unidade;
• O operador passa a ser parte fundamental do processo, pois terá que
informar ao sistema as alterações de carregamento em tempo real para não
haver defasagem entre a realidade e as inclinações que o sistema calcula em
função do carregamento informado. Mesmo se as variáveis monitoradas
eletronicamente (ex.: níveis de tanques) estejam sendo aquisitadas
diretamente pelo sistema em tempo real, uma grande parte da alteração do
carregamento, como toda a movimentação de carga de convés, não é
monitorada eletronicamente e terá que ser informado ao sistema pelo
operador.
A principal variável de controle desta sistemática, que é a inclinação da unidade em
dois eixos, estará continuamente sofrendo a influência dos movimentos transientes da
unidade devido á ondas e ventos no local de operação. Sendo que neste caso o processo de
filtragem também deverá ser dependente do operador considerando que o sistema terá que
reconhecer se alguma alteração de carregamento lenta e contínua estará afetando a
24
inclinação média, com a transferência interna de fluídos ou a produção ou descarte de água
para consumo interno.
25
3 REGULAMENTOS APLICAVEIS:
3.1 INTRODUÇÃO:
No capítulo 1. “Motivação” fica evidente a importância das restrições e
condicionantes estabelecidas pelas Entidades Regulatórias, motivo pelo qual tanto o papel
destas Entidades quanto os regulamentos pertinentes serão descritos a seguir.
Toda unidade engajada na atividade offshore na costa Brasileira deve atender
basicamente a 3 tipos de Entidade Regulatória, que são:
• PAÍS DE REGISTRO ou BANDEIRA: Emitente do Certificado de
Propriedade da embarcação, que passa a ser considerada parte do território
do País de Registro (ex.: Libéria, Panamá e Ilhas Marshal);
• ENTIDADE COSTEIRA (PORT STATE CONTROL): É o conjunto de leis
e regulamentos impostos pelo país que controla a costa onde a atividade
offshore está sendo desenvolvida, que no Brasil são determinadas pelas
agências e órgãos como ANP, ANVISA, IBAMA e principalmente DPC
(Departamento de Portos e Costas);
• SOCIEDADE CLASSIFICADORA (SC): Entidade privada de avaliação
independente, reconhecida por Governos, Seguradoras, Armadores e
Operadores que abrange o projeto, a construção e a operação de
embarcações. A Diretoria de Exploração e Produção (E&P) da Petrobras
26
utiliza somente as SCs American Bureau of Shipping - ABS, Bureau Veritas
– BV e Det Norske Veritas – DNV;
• ENTIDADES e CONVENÇÔES INTERNACIONAIS: Conjunto de
regulamentos internacionais que são adotados pelos Países de Registro e
Entidades Costeiras, no caso a ONU- IMO (International Maritime
Organization) que promulga os regulamentos ILLC, SOLAS, MARPOL,
LSA e principalmente o MODU CODE.
Para efeitos práticos os regulamentos da IMO, DPC e Bandeira serão considerados
como Estatutários. Isto por que no Brasil estes requisitos se confundem de certa forma já
que o DPC, através da sua NORMAM 01 [9], estabelece que todas as embarcações acima
de determinado porte operando na costa Brasileira têm que estar obrigatoriamente
classificadas por uma Sociedade Classificadora reconhecida. Cumulativamente o DPC
reconhece através da NORMAN 06 [13] que as Sociedades Classificadoras podem atuar em
nome do Governo Brasileiro. Como os regulamentos específicos do DPC relativos a Teste
de Inclinação [14] não tem uma abrangência mais restritiva que os demais regulamentos
aplicáveis a unidades offshore semissubmersíveis, na prática as resoluções do DPC tem por
consequência tornarem os regulamentos da IMO e das Sociedades Classificadoras
determinantes.
3.2 REGULAMENTOS ESTATUTÁRIOS:
O primeiro regulamento Estatutário afeto a unidades tipo offshore foi o IMO
MODU CODE (Mobile Offshore Drilling Units) de 1979 [3] que, conforme a sigla foi
27
primeiramente elaborado para unidades semi de perfuração. Em função da pouca
experiência na operação de unidades semissubmersíveis, neste regulamento havia apenas a
obrigatoriedade de executar o Teste de Inclinação ao final da construção ou conversão de
qualquer tipo de unidade (Capítulo 3. da ref.: [3]).
Na atual versão do MODU CODE, promulgado em 1989 [4], para ser aplicado a
unidades cuja construção iniciou a partir de 1º de maio de 1991, foram incluídos mais itens
específicos ao capítulo 3, dentre os quais se destaca o 3.1.5 que determina: “Para unidades
estabilizadas por colunas (denominação de MODU CODE para semissubmersível), um
inventário de peso leve deve ser executado em períodos não maiores que cinco anos. Caso o
referido inventário indique uma diferença no peso leve superior a 1% do deslocamento de
operação, será necessário executar um Teste de Inclinação”.
Este é o principal regulamento que consubstancia a vertente legal da motivação
deste trabalho. É importante ressaltar a periodicidade máxima de cinco anos para executar o
inventário de peso leve, o mesmo do ciclo de vistorias das Sociedades Classificadoras.
A seguir serão analisados os regulamentos das Sociedades Classificadoras
pertinentes a Teste de Inclinação de unidades semi e como estas entidades consideram
atualmente a aplicação deste regulamento às unidades cuja construção se iniciou após a
validade do IMO MODU 89, que para a frota em questão é a grande maioria (ver Figura
1.1), considerando que a idade média é 22,3 anos a partir da construção ou conversão.
28
3.3 SOCIEDADES CLASSIFICADORAS:
Apesar de estarem sujeitas à coordenação de uma agência central (IACS –
International Association of Classification Societies), as Sociedades Classificadoras
evoluíram de cenários diferentes, basicamente em função do seu país de origem, e por isto
aplicam conceitos distintos para alguns aspectos das regras como este.
3.3.1 BUREAU VERITAS - BV:
O BV apresenta a partir das suas Regras de 1998 basicamente os mesmos requisitos
pertinentes ao da regra atual de 2010 (ref. [15] e [16]), que em resumo é “Realizar um
inventário de Peso Leve a cada vistoria de renovação de ciclo (periodicidade de 5 anos).
Em função dos resultados a SC pode requerer que um Teste de Inclinação seja realizado,
porém o referido Teste deverá ser realizado se o inventário indicar:
• Aumento do Peso Leve maior que 1% do deslocamento referente ao calado
de operação;
• Mudança na coordenada longitudinal do centro de gravidade da unidade
maior que 1% do seu comprimento”.
Notar que o critério para a coordenada longitudinal do Peso Leve deve ser
interpretado para unidades semissubmersíveis como também considerando a coordenada
transversal em comparação com a boca na mesma proporção de 1%.
29
3.3.2 DNV:
Nas regras de 1982 [17] o DNV já exigia que:
• Os registros de controle do peso a bordo devem ser verificados;
• Caso estes registros estiverem incompletos ou demonstrarem uma alteração
significativa para o Peso Leve original, a SC pode solicitar um novo Teste
de Inclinação.
Na regra em vigor de 2009 está explícita (ref,: [18] Ch.3 Sec.4 Item 212) exigência
igual a do MODU 89 de realizar Teste de Inclinação caso seja constatada alteração do Peso
Leve superior a 1% do deslocamento de projeto.
Em resumo, o DNV exigia mesmo antes do MODU 89 o acompanhamento das
alterações ao Peso Leve e facultava exigir novo Teste de Inclinação caso esta avaliação
assim indicasse, e a partir de 2009 explicita exigência igual a do MODU 89.
3.3.3 ABS:
As regras do ABS estão em revisão no momento e nas regras anteriores não existe
orientação específica quanto ao acompanhamento da alteração do Peso Leve.
3.3.4 CONCLUSÃO:
O aspecto mais importante decorrente da forma como as SCs lidam com a alteração
de Peso Leve nas unidades semissubmersíveis é considerar que a regra 3.1.5 do MODU 89,
30
que define a obrigatoriedade de executar o Teste de Inclinação, é de natureza operacional.
Isto significa que, ao contrário dos requisitos afetos ao projeto e a construção e que por isto
não podem retroagir, requisitos operacionais podem retroagir já que a prática operacional é
“atual” toda vez que é aplicada. É este o conceito que permite às SCs cobrar das unidades
que não são classificadas como MODU 89 o requisito 3.1.5 desta regra, e que justifica a
principal motivação deste trabalho.
Apesar das diferenças, atualmente as Sociedades Classificadoras em geral utilizam o
IMO MODU 89 como base das suas regras, se não explicitamente de forma tácita, sendo
que o BV e o DNV têm regras tão ou mais restritivas que o MODU 89 enquanto o ABS não
tem regra definida sobre o assunto ainda.
3.4 SISTEMÁTICA DE APROVAÇÃO DE NOVOS CONCEITOS:
As Sociedades Classificadoras conseguiram o lugar de respeito e destaque junto à
indústria marítima mundial e aos governos tanto pela sua isenção e independência como
pela reputação e tradição: todas as três SCs descritas aqui foram fundadas no século XIX. O
contraponto do vasto conhecimento bem fundamentado que se tornaram as Regras de cada
SC é que mudanças nestas Regras somente são aceitas através de um processo formal e
estruturado, e por isto lento. Em termos gerais o objetivo deste processo é o de prover a
evidência que a nova tecnologia vai funcionar dentro de limites específicos com um nível
aceitável de confiança.
31
Como o Teste de Inclinação convencional é um procedimento relativamente antigo,
pois se originou em navios, a nova sistemática proposta aqui certamente terá que passar por
um processo bastante exaustivo para ser aceita. Cada Sociedade Classificadora tem o seu
procedimento, mas na essência eles são semelhantes, conforme apresentado abaixo:
• ABS: Guia para revisão e aprovação de novos conceitos [19];
• BV: Aprovação de Conceitos [20] e Guia Metodológico para a
Qualificação Baseada em Risco de Tecnologia não Provada [21];
• DNV: Gerenciamento da Qualificação de Tecnologia [22] e Procedimentos
de Qualificação para Novas Tecnologias [23].
O processo de aprovação de novos conceitos é bastante interativo, onde o
interessado deve evoluir com o desenvolvimento do conceito orientado pela Sociedade
Classificadora. Inclusive, a uniformização entre as Classificadoras promovida pelo IACS
permite abreviar bastante este processo com as demais SCs se já foi aceito por uma das
principais.
O interessado deve primeiramente definir o conceito e apresentá-lo a SC que vai
então elaborar um roteiro de aprovação. O projeto conceitual é então elaborado segundo
este roteiro, com o objetivo de obter junto a SC uma “Aprovação em Princípio” para o
conceito. Neste ponto ambos estabelecem um guia detalhado para aprovação que servirá de
insumo para o projeto detalhado do conceito, incluindo as necessárias análises de risco,
etapa fundamental do processo. A próxima fase é de implantação do conceito, que corre em
paralelo a aprovação final pela Classe, e quando se trata de um equipamento ou sistema,
32
requisitos de manutenção da Classe terão que ser estabelecidos para balizar a fase de
operação.
33
4 CORRELAÇÃO MOMENTO x INCLINAÇÃO:
O objetivo ao se realizar um Teste de Inclinação, seja de forma convencional ou na
nova sistemática proposta neste trabalho, é determinar o CG de um corpo flutuando através
da geração de momentos inclinantes conhecidos e da medição das inclinações resultantes.
A partir deste experimento, o CG pode ser determinado através de uma aproximação
matemática denominada de Pequenos Ângulos, utilizada no Teste de Inclinação
convencional, ou da relação empírica entre a inclinação do corpo e a mudança do volume
submerso e correspondente deslocamento do centro de carena, utilizada na sistemática
proposta. A nova proposta difere em muitos aspectos do método convencional, mas uma
das principais diferenças, e certamente a maior em termos teóricos, é justamente a diferença
entre este dois conceitos que regem a relação entre o momento e a inclinação para
determinar o CG. Por este motivo, estes dois conceitos serão descritos em detalhe e
analisados comparativamente.
4.1 APROXIMAÇÃO DOS PEQUENOS ÂNGULOS:
A aproximação dos Pequenos Ângulos, ou do metacentro, já foi extensamente
documentado ([24], [25] e [26]), portanto serão abordados aqui apenas os aspectos de
interesse para a sua aplicação em unidades semissubmersíveis. Considerando que o
problema é determinar como o centro de carena “B” varia em função da inclinação do
corpo flutuante, este método parte do princípio que esta variação, ou passeio de B é um
34
arco de círculo centrado em um ponto denominado de metacentro (Figura 4.1). Esta
hipótese permite determinar o momento de retorno de forma analítica através da equação:
)(. θsenGMMr ∆=
B *B´*
*
*CG
M - Metacentro
Peso Empuxo
Mr – Momento de Retorno
GZ – Braço de Endireitamento
Trajetória circular de B
B *B´*
*
*CG
M - Metacentro
Peso Empuxo
Mr – Momento de Retorno
GZ – Braço de Endireitamento
Trajetória circular de B
Figura 4.1: Trajetória circular de B, Metacentro e Momento de Retorno.
Este método foi concebido para aplicação em navios, muito antes da era offshore.
Como a estabilidade dos navios é muito menor no sentido transversal que no longitudinal, é
a variação de B no plano YZ que interessa descrever e neste plano a hipótese de trajetória
circular atende com a precisão necessária para uma faixa considerável de inclinações. Tanto
que o caminho clássico [25] para demonstrar a aproximação dos Pequenos Ângulos e sua
relação com as grandezas geométricas inércia de linha dágua e volume deslocado é através
da transferência das cunhas, ilustrado na Figura 4.2 abaixo.
35
**
Peso
Volume da cunha: v
α
Boca / 2: y
g2 .
. g1
deslocamento cunha
**
Peso
Volume da cunha: v
α
Boca / 2: y
g2 .
. g1
deslocamento cunha
Figura 4.2: Deslocamento de B representado pela transferência de cunhas.
A abordagem para esta demonstração é assumir que o deslocamento bidimensional
do centro de carena é proporcional à mudança do empuxo representada pela translação da
cunha tridimensional de “casco” que emerge no bordo onde o calado é menor (cunha da
direita na Figura 4.2) para a que submerge no bordo oposto quando a embarcação inclina.
Integrando este efeito ao longo do comprimento do navio tem-se:
dxyyyvl
gg )3
2.2).(tan(.).((
2
1.
021
δα∫=
Quando ,0→δα ∇
= I tBM
36
Esta é a base teórica da aproximação dos Pequenos Ângulos, deixando claro que
depende da inércia da linha dágua instantânea, o que significa que a sua aderência à
determinação das características do volume submerso depende de quanto esta inércia se
mantém constante quando a embarcação inclina. Apenas corpos com seções transversais ao
eixo de giro circulares irão atender a esta condição para qualquer inclinação, mas navios
inclinando em banda com costados basicamente verticais ainda mantém a aderência entre a
aproximação por Pequenos Ângulos e a determinação correta do centro de carena por uma
faixa de ângulos maiores. Este fenômeno fica evidente a partir da Figura 4.3 abaixo que
apresenta a posição do metacentro (M) e do centro de carena (B) em função da inércia da
linha dágua instantânea para diversos graus de banda. A partir da inclinação onde a linha
dágua intercepta o convés, reduzindo a sua inércia, o raio metacêntrico diminui
aproximando M de B.
Figura 4.3: Variação do metacentro e centro de carena para banda em
navios([24]).
37
No caso das unidades semissubmersíveis a área de linha dágua na região das
colunas irá mudar muito mais rapidamente com a inclinação do que em um navio, inclusive
interceptando outros volumes como contraventamentos, tanques de colisão e outros.
4.2 MÉDODO EMPÍRICO – SISTEMA MG-SSTAB-DYNASIM:
4.2.1 INTRODUÇÃO:
A aproximação dos Pequenos Ângulos, base para relacionar em um Teste de
Inclinação convencional os momentos aplicados e as inclinações medidas para determinar o
CG, foi descrita em detalhes na seção anterior (4.1), onde fica evidente que é válido para
qualquer inclinação quando a forma da linha d’água se mantém constante quando o corpo é
inclinado. De fato, somente corpos flutuantes cuja seção transversal é circular atenderão a
este requisito, e somente a esfera e o cilindro girando em torno do seu eixo de revolução
atendem a este requisito.
Alguns equipamentos simples como bóias ou mangotes atenderão a este critério,
mas obviamente nenhuma embarcação utilizada na indústria mercante ou offshore atende,
principalmente uma unidade semissubmersível, e para estas estruturas a aproximação dos
Pequenos Ângulos sempre será uma aproximação. Porém esta aproximação poderá atender
a finalidade de determinar o CG se o desvio ou erro estiver dentro de certos limites e
algumas condições de contorno forem atendidas, que serão analisados em detalhe na Seção
4.3 COMPARAÇÃO ENTRE O MÉTODO CONVENCIONAL E EMPÍRICO.
38
4.2.2 HISTÓRICO:
As vantagens da aproximação dos Pequenos Ângulos foram apresentadas na Seção
4.1 porem, quando não for factível aceitar o erro associado ou atender às condições de
contorno, é necessário usar a alternativa de determinar empiricamente a relação entre
inclinação e deslocamento do centro de carena do volume submerso. Esta alternativa à
aproximação dos Pequenos ângulos recebe, por motivos óbvios, a denominação genérica de
aproximação dos Grandes Ângulos. Os métodos para determinar empiricamente esta
relação têm alternativas comuns e particulares em função do tipo de casco (navio, auto-
elevável, semissubmersível, etc.), mas neste trabalho o enfoque será as unidades
semissubmersíveis.
Cabe fazer um parêntese para deixar claro que na construção naval, seja qual for o
material (aço, alumínio, madeira, concreto, etc.) fazer curvas no casco onera bastante o
processo e só se justifica em termos de custo se a curvatura for trazer algum benefício
construtivo, estrutural ou hidrodinâmico. Os benefícios hidrodinâmicos, como a redução da
resistência e dos movimentos, são capitais para navios mercantes, porém bem menos
importantes para semissubmersíveis de perfuração, que se deslocam eventualmente, e ainda
menos para as de produção. Consequentemente, as unidades semissubmersíveis de
produção são construídas basicamente de elementos com forma ou seção geométrica.
Conforme descrito no histórico (Capítulo 2), a primeira geração de unidades
semissubmersíveis eram de estruturas compostas apenas por “uma plataforma de trabalho
suportada por colunas apoiadas em submarinos”. A simplicidade aliada ao viés do custo fez
39
com que o casco destas estruturas fossem compostas somente de elementos geométricos de
seção circular ou retangular. Neste caso é possível gerar uma definição da forma do casco
submerso, mesmo inclinado, também por elementos geométricos como paralelepípedos e
cilindros inclinados e truncados.
Com a evolução do conceito semissubmersível, os cascos se tornaram mais
complexos, primeiramente separando a “barcaça” onde as colunas se apóiam em
submarinos e introduzindo uma variedade enorme de elementos estruturais unindo colunas,
submarinos e convés chamados de contraventamentos (bracings). O surgimento das regras
de estabilidade em avaria estatutárias (ver Capítulo 3.2) e das Sociedades Classificadoras
tiveram por consequência a adição de volumes em volta das colunas na região do calado de
operação, chamados de “blisters”. Operacionalmente, a necessidade de garantir que a
unidade tenha GM suficiente quando estiver com os submarinos próximos da emersão
impôs um aumento gradativo da seção horizontal das colunas nesta região, e diversos tipos
de apêndices como suportes para âncoras, domos e poços para propulsores. A P-18 cujo
modelo foi escolhido para os ensaios em Tanque de Provas, é uma unidade moderna que
apresenta “blisters”, dois contraventamentos apenas e aumento da área de linha dágua das
colunas, como pode ser visto nas Figuras 4.4 e 4.5.
O forte crescimento da atividade offshore nos últimos 15 anos trouxe a necessidade
de produzir em profundidades maiores e aumentar a capacidade das plantas, e o
consequente aumento do carregamento resultou em conversões de unidades existentes com
o acréscimo de volumes adicionais como colunas, caixões e prismas nos submarinos e
colunas. A plataforma P-07 (Figura 4.4) é um bom exemplo de unidade antiga cujo casco já
40
era originalmente complexo, com 8 colunas aumentado de seção junto aos submarinos e
uma quantidade enorme de contraventamentos, que passou por uma conversão onde foram
instaladas mais 4 colunas adicionais, com função apenas hidrostática, não estrutural.
Figura 4.4: Visualização da Plataforma P-07 no SSTAB.
Já a P-23 (Figura 4.5) é um exemplo de unidade moderna, com apenas quatro
colunas com “blisters” e dois contraventamento, que na conversão recebeu volumes
adicionais ao lado dos submarinos, “caixas” de estabilidade na união coluna com
submarino e aumento dos “blisters”. É importante notar que tanto na P-07 como na P-23,
existem também volumes estanques no nível do convés bastante complexos. Estes volumes
são reserva de estabilidade, derivados por vezes das regras as quais a unidade deve atender,
e que tem que ser considerados nos cálculos de estabilidade.
41
Figura 4.5: Visualização da Plataforma P-23 no SSTAB.
Analisando os cascos da unidades semissubmersíveis das Figuras 4.4 e 4.5 acima,
em especial a forma não geométrica de colunas, pontoons e contraventamentos, fica
evidente que a abordagem inicial de gerar uma definição da forma do casco por elementos
geométricos somente é factível para cascos simples, como os da primeira geração de
semissubmersíveis. Surge então a necessidade de definir o casco por algum artifício de
modelação que possa representar os elementos geométricos simples que continuam a existir
como também as formas mais complexas das plataformas modernas, incluindo as uniões e
intersecções entre elementos, e de usar um programa capaz de extrair deste modelo, todas
as características hidrostáticas necessárias para efetuar as análises de estabilidade que as
regras impõem. Isto significa ser capaz de determinar as características hidrostáticas para
uma faixa grande de inclinações e também realizar pesquisas variando o deslocamento e as
inclinações até encontrar o equilíbrio entre os vetores empuxo e peso definido por um
carregamento pré-determinado.
42
Para atender a esta necessidade foi desenvolvido o sistema SSTAB, que representa o
esforço conjunto do CENPES, Centro de Pesquisas da PETROBRAS, e do Tecgraf, Grupo
de Tecnologia em Computação Gráfica da PUC-Rio, ambas localizadas no Rio de Janeiro.
Inicialmente desenvolvido em FORTRAN, o Tecgraf e o CENPES iniciaram em
1995 estudos para transformar o código obsoleto em um programa mais robusto, que
fizesse uso das possibilidades de interface gráfica disponíveis em sistemas de janelas, como
o XWindows em Unix e o Microsoft Windows. Para atender aos requisitos de modelação
das unidades mais complexas em operação, o novo sistema SSTAB passou a utilizar o
programa de Modelagem Geométrica MG, a partir do qual gera as diferentes geometrias de
casco e os cálculos de estabilidade necessários ao modelo gerado baseado em um novo
módulo gráfico.
Inicialmente os esforços foram direcionados para a melhoria da capacidade do MG
representar corretamente as formas complexas dos cascos das plataformas
semissubmersíveis, e em 1999 foram distribuídas às primeiras versões do sistema para os
usuários dos cursos ministrados no CENPES. Esta iniciativa teve o objetivo de apresentar
aos usuários da PETROBRAS a base teórica usada na elaboração do programa e do
modelador, e as principais características, possibilidades e limitações do sistema, para que
pudessem fazer o melhor uso do programa nos projetos em andamento.
Os cursos mencionados acima foram uma via de mão dupla, pois possibilitaram a
troca de informações e tecnologias, sendo uma boa fonte de sugestões oriunda dos
engenheiros navais, habituados a atuar na disciplina de estabilidade dos projetos da
43
Petrobras. Este processo possibilitou a incorporação ao sistema SSTAB – MG de grande
parte destas sugestões, que consequentemente o tornaram profissional e apto a ser utilizado
como uma ferramenta oficial da PETROBRAS na produção de relatórios de estabilidade.
O processo evolutivo continuou e em 2000 várias melhorias foram incorporadas,
tais como a apresentação de resultados de acordo com os eixos locais da unidade, a inserção
do conceito de plano da quilha (que simplificou o estágio de modelagem no MG), calados
editáveis (definidos pelo usuário), o posicionamento automático por três calados e o cálculo
das propriedades volumétricas, o uso de gráficos interativos e a exportação automática de
tabelas nos formatos LATEX, Html e Txt.
No mesmo ano de 2000 iniciou-se o processo de verificação do programa através da
comparação com projetos elaborados com outras ferramentas de cálculo, inclusive a versão
anterior do SSTAB. Alguns dos projetos utilizados foram utilizados para testar o programa,
como a plataforma semissubmersível P-18, o navio FPSO Presidente Prudente de Moraes e
a plataforma tipo TLP (tension leg platform) P-41, alem de sistemas flutuantes menores
como uma monobóia e um navio em catamarã. Em todos estes casos, os cálculos
hidrostáticos, diagramas de estabilidade intacta, as principais condições de avaria e as
curvas cruzadas de estabilidade foram comparados com os resultados do sistema
AUTOSHIP, amplamente reconhecido pela indústria e utilizado nos relatórios originais,
com resultados satisfatórios.
44
Tendo conquistado o reconhecimento da comunidade naval na Petrobras e demais
empresas associadas, o sistema SSTAB foi utilizado em 2001 como ferramenta na tentativa
de recuperação da estabilidade da P-36, evento no qual o pessoal responsável conseguiu
fazer a modelagem completa de todos os compartimentos internos e externos em apenas
dois dias. Foi natural então adotar o sistema MG SSTAB como padrão para os modelos de
estabilidade de todas a unidades flutuantes do E&P da Petrobras, que é parte fundamental
do projeto de parceria com os escritórios de projeto das Sociedades Classificadoras desta
unidades, denominado de Gerenciamento Integrado de Engenharia Naval – GIEN. Deste
modo, o SSTAB passou a incorporar recursos para funcionar também como um programa
de suporte a emergências, que são basicamente:
• Cálculo automático de azimute crítico;
• Tabela hidrostática para configurações inclinadas;
• Edição de itens de peso por categorias;
• Edição de propriedades de volumes, tanques de lastro, tanques de óleo, por categorias configuráveis, considerando o efeito da superfície livre no equilíbrio da unidade;
• Busca de equilíbrio com as três variáveis acopladas (banda, trim e deslocamento);
• Adição automática de calados para a construção da tabela hidrostática;
• Projeto com a curva de VCG máximo admissível.
O próximo passo foi preparar o SSTAB para ser usado a bordo das unidades
semissubmersíveis para suporte ao controle diário de estabilidade, o “Boletim de
Estabilidade”, com a grande vantagem de permitir uma avaliação rápida e competente das
possíveis consequências da violação da estanqueidade da unidade, como a abertura de uma
porta de acesso, uma obra em antepara estanque ou um abalroamento. Este tipo de análise é
45
de extrema importância, pois permite avaliar e planejar reparos e vistorias que deixam a
plataforma semissubmersível extremamente vulnerável a uma perda de estabilidade, tendo
sido incorporado a um Padrão do E&P interno elaborado especificamente para este risco
(ver referência [27]). O SSTAB foi utilizado como a ferramenta padrão para cálculos de
estabilidade a bordo pela primeira vez na P-40 em 2001, e desde então é padrão em todas as
unidades semissubmersíveis do E&P da Petrobras.
Ao se tornar a ferramenta padrão para cálculo do Boletim de Estabilidade a bordo
das unidades semissubmersíveis do E&P, foi possível determinar que as equipes de
embarcação (lastro) destas unidades arquivassem diariamente este Boletim, que contem a
condição de carregamento da unidade, em área reservada no servidor de terra acessível as
equipes de resposta à emergência da Petrobras e do GIEN. A grande vantagem desta
estratégia é que possibilita a estas equipes usar a condição de carregamento atual da
unidade já no formato do sistema SSTAB utilizado por todos para prestar apoio em
problemas envolvendo perda de estabilidade.
O sistema SSTAB vem sendo continuamente aprimorado, incluindo vários recursos
tanto para unidades semissubmersíveis e navios. No contexto deste trabalho cabe ressaltar a
inclusão do módulo que determina o efeito da movimentação de fluidos em tanques sobre
CG quando a unidade inclina, denominado no meio naval de efeito de “Superfície Livre”,
através do cálculo realista da nova forma do líquido nos tanques, em oposição ao método
tradicional e simplista de usar coeficientes de superfície livre para determinar o VCG
virtual.
46
Outra evolução importante no SSTAB para este trabalho iniciou-se em 2007,
quando foi desenvolvido o módulo para suporte a Testes de Inclinação. Este módulo se
baseia na metodologia convencional para Testes de Inclinação, executando todos os
cálculos e análises necessárias, porem incorporando a sistemática de cálculo da superfície
livre do SSTAB mencionada acima. Este módulo já foi utilizado com sucesso no apoio aos
Testes de Inclinação da plataforma semissubmersível P-52 e na re-análise do Teste de
Inclinação da auto-elevável P-04. A intenção é combinar a sistemática proposta aqui a este
módulo para criar uma opção de Teste de Inclinação na locação.
4.2.3 PROGRAMA MG:
O sistema MG (mesh generator – ver ref.: [36]) é um gerador de malhas para
modelos tridimensionais de elementos finitos de casca ou de sólidos. Este sistema foi
elaborado inicialmente em 1992 durante o Convênio PUC-Petrobras, com o propósito de
gerar malhas sobre cascas de geometrias simples. Estas malhas eram importadas do
programa MI [28], e posteriormente unidas umas às outras para construir modelos mais
complexos. A extensa utilização da filosofia de programação orientada a objetos
possibilitou o rápido desenvolvimento do MG tornando-o um modelador capaz de construir
modelos complexos sem a necessidade de uso do MI, que atualmente é usado apenas para a
definição dos atributos das malhas.
Atualmente o programa é usado para geração de malhas tanto para análises de
tensões estruturais, cálculo de flutuação no domínio da frequência e em projetos Navais
47
para gerar malhas para análises de estabilidade de estruturas flutuantes, que é a aplicação de
interesse. Apesar dos atributos envolvidos serem diferentes, as modelagens geométricas
destas estruturas podem ser feitas da mesma forma, sendo a particularização do uso
realizada através do formato dos arquivos dos programas de análise dos modelos gerados.
É através deste sistema que é gerado o modelo de plataforma utilizado pelo SSTAB
com o casco externo e toda a compartimentação interna. Esta compartimentação inclui
todos os volumes que tem função para as análises de estabilidade, sejam os que
normalmente contém fluidos como os tanques, os compartimentos que podem ser alagados
como salas de bombas, “voids” e acessos, e os que são reserva de empuxo acima da linha
dágua de projeto, como um convés duplo.
Figura 4.6: Modelo da P-52 na visão sólido - transparente.
O modelo da semissubmersível P-52 está representada na Figura 4.6 acima na opção
de visão mista sólido - transparente, que permite visualizar o casco e alguns dos
compartimentos internos como os acessos internos dos pontoons, um void em vermelho na
coluna e os volumes no topo das colunas que são reserva de empuxo.
48
O sistema MG representa as superfícies e volumes que compõe o modelo como
poliedros compostos por polígonos triangulares e trapezoidais. A representação do modelo
do casco da P-52 mostrando os poliedros com o qual o caso é formado, pode ser
visualizado na Figura 4.7.
Figura 4.7: Malha de poliedros do casco da P-52 mostrando a região expandida na Figura 4.8.
Para entender como funciona o processo que permite representar com apenas
triângulos e trapézios, formas complexas de casco e compartimentos, foi expandida a malha
de uma região do modelo do casco, indicado na Figura 4.7, que permite visualizar com
Região expandida
49
detalhes a composição desta malha (Figura 4.8). A partir desta expansão constata-se que a
representação por polígonos segue basicamente a seguinte sistemática:
• Trapézios isolados com base ≈ largura: faces planas sem curvatura (ex.: costados, conveses, anteparas);
• Trapézios em sequência com relação base >> largura: superfícies com curvatura em um plano (ex.: colunas circulares, bojo de pontoon);
• Triângulos: superfícies com curvatura em dois planos ou curvatura em plano inclinado (ex.: união coluna pontoon ou convés).
Figura 4.8: Região expandida (Figura 4.7) da malha do casco da P-52.
Não sendo essencial a este trabalho, o processo de geração das malhas será
abordado de forma resumida. Basicamente as superfícies de poliedros são geradas
individualmente através dos seus vértices (pontos), ou de curvas, que sucessivamente
podem gerar superfícies. Estas curvas ou superfícies podem ser rotacionadas para gerar
sólidos ou superfícies mais complexas. O sistema irá então discretizar as curvas em
sequências de vértices para gerar a superfície poliédrica a intervalos suficientes para
garantir a precisão necessária entre a malha e a estrutura representada. Um exemplo deste
50
processo é a geração de um volume cilíndrico onde uma curva (linha) é rotacionada em
torno de um eixo paralelo para gerar um cilindro (Figura 4.9).
Figura 4.9: Volume cilíndrico base para geração da malha
As curvas do cilindro são transformadas em uma sequência de vértices de polígonos
para gerar a superfície poliédrica do modelo (Figura 4.10), em intervalos compatíveis com
a precisão que foi determinada para o modelo que está sendo gerado. Estas superfícies
poliédricas podem então ser espelhadas para gerar o par simétrico de elementos de
plataformas, como os pontoons e colunas de bombordo e boreste.
Figura 4.10: Malha poliédrica representando o volume cilíndrico.
Outro recurso importante do MG para gerar malhas de unidades semi permite a
interseção entre malhas selecionadas, como na Figura 4.11. Desta interseção é possível
51
extrair apenas os vértices dos pontos de contato, ou as curvas que são integradas
automaticamente, que passam a serem curvas conexas únicas.
Figura 4.11: Interseção entre malhas selecionadas.
Este processo permite gerar, por exemplo, a intersecção entre um contraventamento
cilíndrico e uma coluna também cilíndrica com diâmetros diferentes e eixos a qualquer
ângulo, denominado no meio naval de “boca de lobo” (Figura 4.12).
Figura 4.12: Curvas conexas únicas resultantes da interseção entre as malhas selecionadas da
Figura 4.11.
52
4.2.4 PROGRAMA SSTAB:
A partir da definição do casco e da compartimentação interna realizada através do
programa MG descrito acima, o processo pelo qual o SSTAB [35] determina as
características hidrostáticas do volume submerso inicia com a definição deste volume
através do corte pelo plano que representa a linha d'água. As faces do volume classificadas
como estando abaixo do plano da linha dágua, ou como sendo cortada por este plano vão
compor a definição do casco da unidade.
Como todo caso é definido no MG por elementos planos com 3 ou 4 lados,
determinando um poliedro complexo composto de polígonos, o SSTAB determina o
volume e CG deste corpo através dos produtos vetoriais mistos, ou produto triplo escalar,
dos polígonos que compõem um corpo fechado com relação a uma referência.
Para cada conjunto de 3 vértices o SSTAB associa 3 vetores ( )kjirrr
;; conforme o
exemplo da Figura 4.13. Se for uma face de polígono retangular esta é dividida em dois
triângulos. A esta face é associado um vetor nr
normal a face que se estiver direcionado
para fora do corpo, indicará que este volume é para ser subtraído (conforme o exemplo da
Figura 4.13), e o inverso se apontar para o dentro do corpo.
53
Figura 4.13: Determinação do volume e CG pelo SSTAB
Para cada sequência de 3 vértices e seus vetores correspondentes é efetuado o
produto vetorial ( )kjirrr
ו que resulta no volume do paralelogramo completo. O volume do
tetraedro irregular com origem na referência e cuja face externa é o polígono cujas arestas
definem os três vetores será 1/6 do volume do paralelogramo. As coordenadas do centróide
deste tetraedro será a média aritmética das coordenadas dos 4 vértices do tetraedro.
Somando todos os tetraedros com vetor nr
apontando para dentro do casco ou
compartimento e subtraindo todos cujo vetor nr
aponta para fora calcula-se o volume e o
centróide do casco ou compartimento.
Na Petrobras, o modelo MG e os principais resultados do SSTAB são verificados
contra sistemas de modelação e cálculo independente para cada unidade, conforme
apresentado no Apêndice F.
54
4.2.5 MÓDULO DYNASIM:
Está em curso um importante projeto que inclui o SSTAB e tem grande importância
para viabilizar o Teste de Inclinação na locação. Foi definido corporativamente que o
software DYNASIM será utilizado como padrão no E&P para projeto de amarração, e que
um módulo deste sistema está sendo integrado ao SSTAB.
O sistema DYNASIM [40] é um programa de simulação dinâmica de embarcações
ancoradas ou posicionamento dinâmico (DP) e foi desenvolvido pelo Departamento de
Engenharia Naval e Oceânica da Escola Politécnica da USP em conjunto com a Petrobras.
O sistema DYNASIM tem diversas aplicações como análise do comportamento dinâmico
de sistemas flutuantes, arranjo e dimensionamento de linhas de amarração e risers,
dimensionamento e otimização de sistemas DP e análises de offloading.
O módulo do DYNASIM que está sendo conjugado ao SSTAB não tem as funções
de projeto de sistemas, mas vai justamente fornecer as informações necessárias ao Teste de
Inclinação. A partir da descrição minuciosa da constituição e localização (as-laid) dos
sistemas de amarração e de risers e das coordenadas da unidade (deriva), este módulo do
DYNASIM vai fornecer todas as forças que estes sistemas estão transferindo para a
unidade. Estas são justamente as variáveis da etapa [IX] (CALCULAR MOMENTOS
RISER ( )Mriser
E ANCORAGEM ( )Manc
p/ TRIM E BANDA EM FUNÇÃO DE:
( θα ii,
e θα ii,
) do capítulo 5.7 “DETALHAMENTO DO FLUXOGRAMA DE
EXECUÇÃO:”.
55
4.3 COMPARAÇÃO ENTRE O MÉTODO CONVENCIONAL E EMPÍRICO:
Comparar dois métodos para determinar a variação do braço de endireitamento de
um corpo flutuante GZ no contexto do Teste de Inclinação de unidades semissubmersíveis,
só tem significado prático se comparamos ambos a uma referência irrefutável, ou
benchmark. Conforme foi discutido anteriormente, às unidades semissubmersíveis reais
tem formas irregulares ou não geométricas que não permitem determinar de forma analítica
o seu centro de carena, e por sua vez o GZ para qualquer inclinação.
Foi necessário então projetar uma unidade semissubmersível hipotética composta
totalmente de elementos geométricos regulares, cujo centro geométrico pudesse ser
determinado de forma analítica para qualquer linha dágua. Para esta comparação ter
validade no contexto deste trabalho esta unidade hipotética também tem que ter arranjo e
dimensões de pontoons e colunas usuais, semelhantes às unidades reais. Com esta
finalidade foi definida uma unidade semissubmersível com dois pontoons em forma de
paralelepípedos com três colunas por bordo perfeitamente cilíndricas, conforme a Figura
4.14 abaixo, que representa o modelo SSTAB da unidade.
56
Figura 4.14: Modelo SSTAB da semi hipotética.
O calado da unidade para a análise foi determinado da mesma forma que é feito em
um Teste de Inclinação real, ou seja, como sendo aquele que possibilita a maior variação de
inclinação possível com a menor alteração da área da linha dágua. No caso deste modelo,
como não existem contraventamentos, o objetivo é que a linha dágua não toque nos
pontoons ou no topo das colunas. As dimensões desta unidade hipotética estão descritas na
Tabela 4.1 abaixo.
Tabela 4.1: Modelo SSTAB da semisubmerssível hipotética.
COMPRIMENTO 100,00 (m)BOCA 92,00 (m)PONTAL 38,00 (m)CALADO 23,60 (m)
COMPRIMENTO 100,00 (m)BOCA 12,00 (m)PONTAL 8,00 (m)VOLUME (cada) 9.600,00 (m^3)
DIÂMETRO 8,00 (m)RAIO 4,00 (m)
ALTURA 30,00 (m)TCB 40,00 (m)
LCB extremas 40,00 (m)
PLATAFORMA
SUBMARINOS
COLUNAS
57
A determinação do centro de carena em função da inclinação desta unidade é o
resultado da composição do centro de volume dos pontoons, que por condição de contorno
estão sempre submersos, e do conjunto de troncos de cilindro resultantes da interseção da
linha dágua com as colunas. Para qualquer inclinação, o centro do volume do tronco de
coluna pode ser calculado através das equações da Figura 4.15 abaixo.
Figura 4.15: Determinação do centro do volume de um tronco de cilindro.
As colunas foram agrupadas em função da posição pela qual o plano da linha dágua
vai interceptá-las. Para inclinações no sentido bombordo boreste (banda), as colunas de
cada bordo foram agrupadas em grupos distintos, sendo definido ‘que o TCG para boreste é
positivo. No caso do cálculo do centro de carena em trim, as colunas foram agrupadas de
duas a duas em três grupos: vante, meia-nau e ré. Toda sistemática apresentada acima,
como também os cálculos intermediários estão apresentados no Apêndice D.
58
Com esta sistemática calcula-se analiticamente o TCB e VCB para todos os ângulos
de interesse em banda e LCB e VCB para os ângulos em trim, possibilitando calcular os
braços de endireitamento em banda GZt e em trim GZl através das relações trigonométricas
abaixo:
( ))tan()()cos(
)( θθθ
θ ∗−∗+= TCBVCBsenTCB
GZt
( ))tan()()cos(
)( ααθ
α ∗−∗+= LCBVCBsenLCB
GZl
Inicialmente estes valores foram calculados para um KG arbitrado na quilha (KGo=
0,0) para depois serem corrigidos através da relação trigonométrica que dependente da
diferença entre o KG real (KGr) e o KG arbitrado KGo e da inclinação, descrita abaixo:
( )KGoKGrsenGZoGZr −∗−= )()( θθ
A partir desta sistemática foi possível calcular os braços de endireitamento GZ de
forma analítica, ou geométrica, para comparar com os braços de endireitamento calculados
pelo sistema SSTAB e pela relação de pequenos ângulos, usando o KMt e KMl calculados
geometricamente, a partir das equações:
)(. θsenGMtGZt =
)(. αsenGMlGZl =
59
As Tabelas 4.2 e 4.3 apresentam, para banda em trim respectivamente, os valores de
GZ determinados geometricamente, pelo SSTAB e por pequenos ângulos, e a diferença
percentual entre os dois últimos e o geométrico, definido como o padrão. A aderência dos
valores calculados pelo SSTAB com relação aos determinados geometricamente é ótima ao
longo de toda a faixa de ângulos de interesse, ao contrário do GZ calculado por Pequenos
Ângulos que apresenta um desvio crescente a medida que os ângulos aumentam.
Tabela 4.2: Valores de GZ em BANDA e diferença % entre GZ geométrico, SSTAB e Pequenos Ângulos.
GEOMÉ-TRICO
SSTAB GMt.sen( θθθθ) SSTAB GMt.sen( θθθθ)
0,0 0,000 0,00000 0,000 0,000 0,0000,4 0,060 0,05970 0,059 -0,095 -0,4480,8 0,120 0,11942 0,119 -0,093 -0,4651,2 0,179 0,17918 0,178 -0,090 -0,4941,6 0,239 0,23898 0,238 -0,095 -0,5352,0 0,299 0,29886 0,297 -0,094 -0,5872,4 0,359 0,35882 0,357 -0,097 -0,6502,8 0,419 0,41888 0,416 -0,101 -0,7253,2 0,480 0,47907 0,476 -0,102 -0,8113,6 0,540 0,53939 0,535 -0,106 -0,9094,0 0,601 0,59987 0,594 -0,110 -1,0194,4 0,661 0,66053 0,654 -0,113 -1,1394,8 0,722 0,72137 0,713 -0,118 -1,2715,0 0,753 0,75187 0,743 -0,120 -1,3426,0 0,906 0,906 0,891 -0,049 -1,7357,0 1,062 1,061 1,038 -0,078 -2,1988,0 1,219 1,218 1,186 -0,100 -2,7309,0 1,379 1,377 1,333 -0,141 -3,330
10,0 1,541 1,540 1,480 -0,085 -3,99711,0 1,707 1,705 1,626 -0,097 -4,72912,0 1,875 1,873 1,772 -0,123 -5,52613,0 2,048 2,045 1,917 -0,127 -6,38514,0 2,224 2,221 2,061 -0,132 -7,30515,0 2,405 2,401 2,205 -0,154 -8,28516,0 2,590 2,586 2,349 -0,164 -9,32217,0 2,781 2,777 2,491 -0,145 -10,415
GZ (m)BANDA(graus)
DIF. p/ GEOM. %
60
Tabela 4.3: Valores de GZ em TRIM e diferença % entre GZ geométrico, SSTAB e Pequenos Ângulos.
GEOMÉ-TRICO
SSTAB GMl.sen( αααα) SSTAB GMl.sen( αααα)
0 0,000 0,00000 0,000 0,000 0,0000,4 0,013 0,01274 0,013 0,607 -1,1780,8 0,025 0,02550 0,025 0,633 -1,2321,2 0,038 0,03829 0,038 0,650 -1,3231,6 0,051 0,05112 0,050 0,657 -1,4492 0,064 0,06400 0,063 0,656 -1,611
2,4 0,076 0,07696 0,075 0,672 -1,8092,8 0,089 0,09000 0,088 0,683 -2,0423,2 0,102 0,10315 0,100 0,706 -2,3093,6 0,116 0,11641 0,113 0,726 -2,6114 0,129 0,12980 0,125 0,748 -2,947
4,4 0,142 0,14333 0,138 0,769 -3,3154,8 0,156 0,15702 0,150 0,794 -3,7165 0,163 0,16393 0,156 0,807 -3,9296 0,197 0,199 0,187 0,783 -5,1077 0,234 0,235 0,218 0,615 -6,4708 0,271 0,273 0,249 0,674 -8,0039 0,311 0,312 0,280 0,482 -9,691
10 0,352 0,353 0,311 0,343 -11,51911 0,395 0,397 0,342 0,435 -13,47212 0,441 0,443 0,373 0,405 -15,53113 0,490 0,491 0,403 0,235 -17,68314 0,541 0,543 0,434 0,286 -19,90915 0,596 0,598 0,464 0,286 -22,19616 0,655 0,656 0,494 0,203 -24,52917 0,717 0,718 0,524 0,157 -26,893
DIF. p/ GEOM. %GZ (m)TRIM
(graus)
Mesmo considerando que a grandeza “desvio %” tende a representar de forma
exagerada o erro relativo quando a variável de referência se aproxima de zero, como é o
caso do GZ para ângulos próximos de zero em trim, o GZ determinado por Pequenos
Ângulos apresenta erros superiores mesmo nesta região como pode ser visto nos gráficos
abaixo (Figuras 4.16 e 4.17). Na faixa de ângulos de interesse para o Teste de Inclinação,
que vai de 2,5 a 5 graus, o erro da aproximação de Pequenos Ângulos está na faixa de 1 a
2% em banda e 2 a 4% para trim.
61
DESVIO % do GZ CALCULADO COMPARADO A DETERMINAÇÃO GEOMÉTRICA
INCLINAÇÃO TRANSVERSAL - BANDA
-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
ÂNGULO (graus)
DE
SV
IO %
do
GZ
SSTAB GMt.sen(q)
Figura 4.16: Desvio % GZ SSTAB e pequenos ângulos p/ GZ geométrico - BANDA
DESVIO % GZ SSTAB e PEQUENOS ÂNGULOS em relação GZ GEOMÉTRICO
INCLINAÇÃO LONGITUDINAL - TRIM
-25,0
-20,0
-15,0
-10,0
-5,0
0,0
5,0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
ÂNGULO (graus)
DE
SV
IO %
do
GZ
SSTAB GMl.sen(a)
Figura 4.17: Desvio % GZ SSTAB e pequenos ângulos p/ GZ geométrico - TRIM
62
O sistema SSTAB tem por objetivo principal avaliar o atendimento aos requisitos de
estabilidade, cujos critérios estão relacionados a ângulos acima de 10º. Como a tolerância
do processo de busca do equilíbrio está calibrada para ângulos nesta faixa, o erro para
ângulos próximos de zero é proporcionalmente maior. Isto significa que se esta tolerância
para a convergência for reduzida certamente seriam gerados valores de GZ com erros
menores.
A plataforma hipotética utilizada aqui para realizar este comparativo precisou ser
composta simplesmente de colunas cilíndricas apoiadas em paralelepípedos, mas as
unidades semissubmersíveis reais terão contraventamentos, blisters e outros volumes na
região de linha dágua que farão com que a sua inércia varie mais com a inclinação do que
neste modelo simples, consequentemente aumentando o erro da aproximação dos Pequenos
Ângulos.
63
5 SISTEMÁTICA PROPOSTA P/ DETERMINAR O CG:
A sistemática para determinar o centro de gravidade apresentada a seguir é parte
fundamental desta metodologia, trazendo muitas inovações com relação ao método
convencional de realizar o Teste de Inclinação. Devido a sua importância, estas inovações
são explicitadas e explicadas abaixo de forma detalhada.
Primeiramente, torna-se necessário contextualizar que um Teste de Inclinação, seja
no formato convencional ou não, será formado por um conjunto de vários “experimentos”,
cada um composto pela aplicação de um momento inclinante à embarcação, a subsequente
medição da inclinação resultante e a determinação do VCG . Cada etapa deste processo
será detalhada a seguir, explicitando os aspectos relevantes do procedimento convencional
e as inovações, restrições e benefícios da sistemática proposta aqui.
Ao longo de todo este trabalho, todas as coordenadas, forças e momentos terão por
referência à própria unidade flutuante, conforme representado na Figura 5.1 abaixo.
64
PROA
y
y
x
PROA
y
y
x
Figura 5.1: Eixos de referência.
5.1 GERAÇÃO DO MOMENTO INCLINANTE:
É consenso que a forma mais prática de executar um Teste de Inclinação é usando
pesos sólidos para gerar inclinações apenas em uma direção transversal, geralmente banda,
e sem movimentação vertical. Para viabilizar este formato de Teste é necessário que a
unidade tenha espaço suficiente no seu convés para cada arranjo de pesos referente às
diversas condições de Teste. A opção de empilhar pesos para economizar espaço já impõe
correções no VCGTeste a cada movimentação, e deve ser controlada rigorosamente.
No Teste de Inclinação convencional, a relação entre momento inclinante e a
inclinação resultante é dada pela relação denominada de “Pequenos Ângulos” abaixo:
)(.. θsenGMMincl ∆= sendo;
DistânciaPesoMincl •= ;
KGcorrKMGM −= ; BMKBKM +=
65
Sendo BM o raio metacêntrico definido pela relação: ∇
= I wlBM ;
Desta forma, a relação entre momento e ângulo de inclinação depende duplamente
do deslocamento (volumétrico ∇ e peso ∆ ). Isto obriga que o Teste seja executado sem
variação do deslocamento da unidade, principal motivo da praticidade do uso de pesos. Em
um Teste de Inclinação convencional o deslocamento é aferido, através dos calados, no
início e no fim do Teste para verificar a sua variação.
Unidades semissubmersíveis de perfuração podem realizar o Teste de Inclinação
sem a maioria da carga de convés de operação e assim gerar os momentos inclinantes com
pesos. Os cuidados para não alterar o deslocamento se limitam a controlar a geração e o
consumo de água de uso da tripulação, o ciclo de água de refrigeração dos equipamentos e
o consumo de combustível.
Em unidades de produção dificilmente existe espaço no convés para os pesos, como
pode ser constatado no exemplo típico da Figura 5.2 abaixo. Neste caso torna-se necessário
usar a transferência de algum fluido, preferencialmente lastro, para gerar os momentos
inclinantes. Ocorre que os sistemas de lastro são projetados para admitir ou transferir lastro
para o mar, não entre tanques. Inclusive a transferência de lastro entre tanques é para ser
evitada, pois se ocorrer inadvertidamente, por exemplo, por gravidade, irá gerar inclinações
indesejadas. O regulamento internacional específico para sistemas de lastro de unidades
semissubmersíveis atualmente em vigor [4] impõe que todas as válvulas do sistema de
lastro sejam do tipo falha fecha (fail safe). Em alguns sistemas onde o lastreamento é
66
realizado apenas por gravidade (admitindo lastro), esta manobra só é possível alterando
fisicamente o sistema de lastro da unidade.
Figura 5.2: Arranjo congestionado típico do convés da semi de produção P-26.
Por estes motivos será necessário alterar o nível dos tanques de lastro durante o
Teste garantindo que não haverá entrada ou saída de água em outros tanques ou tubulações
que não estão sendo monitoradas. O processo mais factível para se obter esta garantia é usar
ar comprimido para controlar o nível, conforme apresentado no Apêndice A.
67
5.2 DIREÇÃO E SENTIDO DO MOMENTO INCLINANTE:
A restrição seguinte é a direção da transferência. Mesmo que o sistema permita a
transferência entre tanques, esta geralmente se torna prática apenas no sentido longitudinal
(trim). Algumas unidades possuem redes ligando praças de bombas em bordos opostos,
chamadas de “cross-over”, mas em unidades com submarinos separados, esta rede é
extremamente longa, subindo pela coluna para passar por um contraventamento. A
decorrente perda de carga deste arranjo, em conjunto com a altura da rede acima da bomba,
praticamente impede que o lastro seja succionado de um tanque por uma bomba no bordo
oposto. A consequência é a necessidade de usar pelo menos uma sala de bombas em cada
bordo para transferir lastro deste bordo para o outro. Isto torna extremamente difícil
garantir que o mesmo lastro que sai de um tanque realmente chega ao outro para assim
determinar de forma consistente DistânciaPesoMincl •= .
A transferência entre tanque de bordos opostos “inundando” apenas a rede de uma
sala de bombas para minimizar as incertezas é possível apenas em unidades
semissubmersíveis com submarino em anel, onde existe uma sala de bombas em cada canto
e os “cross overs” comunicam as salas praticamente na horizontal. Infelizmente somente
unidades semi de última geração têm submarino em anel e este procedimento está
direcionado para unidades antigas que já acumularam expressivo conjunto de alteração de
Peso Leve.
68
5.3 MOMENTOS INCLINANTES COM DESLOCAMENTO VARIÁVEL:
A metodologia proposta aqui não se baseia na relação entre momento inclinante e
inclinação resultante de Pequenos Ângulos, portanto não é mais necessário garantir que o
deslocamento se mantenha constante ao longo do Teste. Esta flexibilidade abre a
perspectiva para que sejam usados momentos inclinantes oriundos apenas do acréscimo ou
retirada de lastro. Desta maneira, o DistânciaPesoMincl •= pode ser medido de forma bem
mais precisa e realizado através de uma sala de bombas apenas. Como forma de garantir
que não haverá lastro (peso) em rede de lastro que não esteja sendo contabilizado é possível
realizar o Teste sem o uso de bombas, apenas enchendo o tanque por gravidade e
esvaziando o mesmo com ar comprimido alimentado pelo suspiro, por uma única rede em
contato com o mar. O processo está exemplificado no Apêndice A.
Conforme apresentado acima, da mesma forma que no Teste de Inclinação
convencional é mandatório aferir a variação do deslocamento para garantir que permanece
constante, no procedimento proposto, também é necessário garantir que a variação do
deslocamento se deve apenas ao lastro adicionado ou retirado. Desta forma, em cada
experimento onde é aplicado um momento e medida a inclinação resultante, torna-se
necessário medir também os calados para calcular o novo deslocamento e verificar a
consistência do processo.
A princípio, em comparação com o Teste de Inclinação convencional, a verificação
do deslocamento a cada experimento implicaria em um trabalho adicional de medir os
calados em cada perna após cada nova inclinação, e não apenas na última, aumentando o
69
tempo total de execução do Teste. Na sistemática convencional esta verificação é realizada
de forma artesanal pelos executantes que, acompanhados dos representantes da Sociedade
Classificadora e demais partes interessadas, percorrem cada coluna em pequenas
embarcações para medir localmente o calado em comparação a alguma referência,
preferencialmente a própria marca de calado.
A medição local dos calados não é factível realizar com a unidade ancorada na
locação. Mesmo em condições de onda e ventos muito boas a variação local de nível seria
incompatível com o procedimento artesanal do método convencional, além de impor
logística complicada e riscos consideráveis. Além destes aspectos, a necessidade de filtrar
os movimentos transientes da unidade e das ondas impõe que esta medição seja realizada
através de medidas contínuas em períodos compatíveis com os efeitos que desejamos
filtrar. O método de medição dos calados será tratado em detalhe na Seção 6.1, porém em
resumo, as amostragens serão realizadas continuamente ao longo de todo o Teste, sendo os
calados de cada condição definidos através do tratamento do respectivo conjunto de
amostragens, registradas nos intervalos entre as aplicações dos momentos inclinantes.
5.4 DETERMINAÇÃO DO VCGTeste
:
Conforme apresentado no Capítulo 4, a relação entre momento inclinante e ângulo
resultante de Pequenos Ângulos usada no Teste de Inclinação convencional é um modelo,
cujos erros inerentes aumentam com o ângulo de inclinação e geralmente não são
simétricos com relação ao sentido da inclinação (ex.: BB ou BE). Também cabe ressaltar
que a relação de Pequenos ângulos é trigonométrica, o que significa que o VCG não deve
70
ser calculado considerando as condições finais e iniciais de um experimento se esta última
não for a condição inicial do Teste, onde a banda e o trim devem ser próximos de zero.
Estes condicionantes obrigam que o Teste convencional seja composto por vários
experimentos, mas que todos sejam tratados de forma conjunta para calcular o VCG .
Na condição inicial, a unidade tem que estar bem próxima da condição de calados
paralelos, e os experimentos distribuídos de forma homogênea nos dois sentidos de
inclinação, geralmente BB e BB. O momento inclinante e a inclinação resultante de cada
experimento serão referenciados à condição inicial do Teste, não necessariamente a do
experimento, para determinar um par ( ))tan(, θMincl
, incluindo o próprio par referente à
condição inicial ( )0)tan(,0 == θMincl
. O VCGTeste será calculado através da regressão
linear dos pares ( ))tan(, θMincl
, considerando o ∆teste, sendo a consistência do Teste
verificada visualmente através da própria aderência dos pares ( ))tan(, θMincl
à reta
definida pela regressão linear, e matematicamente pelo coeficiente de correlação da
regressão linear 2R .
Desta forma, um Teste de Inclinação convencional é composto em média de oito
experimentos, onde o deslocamento será aferido somente ao final do último e a própria
consistência do Teste dependerá de todo o conjunto de experimentos.
71
Qualquer problema que venha a ocorrer ao longo do Teste impõe que seja refeito a
partir do primeiro experimento. Abaixo segue uma lista das principais ocorrências que
podem causar a suspensão do Teste de Inclinação convencional:
• Alteração do deslocamento acima do limite: somente detectado no final do Teste;
• Deslocamento inadvertido da referência para medição da inclinação: régua
horizontal do pêndulo ou régua vertical do tubo em “U”;
• Momento inclinante inadvertido: transferência de fluidos, deslocamento de carga,
superfície livre não prevista;
• Força externa: embarcação tocando no fundo, cais ou pilar.
5.5 ORGANIZAÇÃO DOS EXPERIMENTOS NO MÉTODO PROPOSTO:
Determinar o VCG através do sistema SSTAB tem a grande vantagem de tornar
cada experimento um Teste de Inclinação independente. Qualquer problema detectado em
um experimento e que possa ser corrigido, como a maioria dos problemas comuns em
Testes de Inclinação, causará apenas a repetição deste experimento, não do Teste todo. A
própria sistemática prevê duas verificações em cada experimento, apresentadas em maiores
detalhes na Seção 5.6 (FLUXOGRAMA DE EXECUÇÃO DO TESTE DE
INCLINAÇÃO), descritas a seguir de forma resumida:
• Verificação do deslocamento: em cada experimento, a alteração de deslocamento é
comparada à diferença entre o deslocamento medido no início e ao final do
experimento, e comparado ao erro tolerável;
72
• Do terceiro experimento em diante, o VCG calculado para o experimento é
comparado à média dos valores de VCG calculados para os experimentos
anteriores, e comparado a um erro máximo tolerável.
A sistemática proposta também torna possível acompanhar a cada experimento a
precisão do Teste, através do desvio padrão do VCG calculado, e concluir o Teste se este
parâmetro atender aos requisitos estabelecidos.
Outro ponto importante é considerar corretamente a direção exata da inclinação no
cálculo da condição final de equilíbrio. Para o SSTAB, cada carregamento e sua condição
de equilíbrio correspondente, são equivalentes em termos de precisão, não importando os
ângulos de banda e trim desta condição.
5.6 FLUXOGRAMA DE EXECUÇÃO DO TESTE DE INCLINAÇÃO:
O fluxograma de execução incorpora de forma a tornar operacional a sistemática
proposta para executar Testes de inclinação na locação. Conforme já foi discutido
anteriormente, o Teste de Inclinação na Locação será executado sob condições bastante
restritas quanto às condições climáticas e operacionais da unidade, provavelmente impondo
uma parada ou no mínimo restrição na atividade fim da unidade. Estes condicionantes se
traduzem em pouquíssima margem para atrasos e a necessidade de contingências para erros
ou imprevistos.
73
Considerando as premissas e condicionantes apresentadas, foi elaborado o
fluxograma apresentado abaixo. As ações, pontos de decisão e rotinas estão descritas em
detalhe após o fluxograma das Figuras 5.3-A e 5.3-B, usando como referência os numerais
em romanos (ex,: [I]).
74
DETERMINAÇÃO DA CONDIÇÃO INICIAL
θα 000,),(calados
m∆
DETERMINAR
LCGTCG ii 11 −− p/ θα 1111
,,, −−−− ∆ ii
m
i
teste
iVCG
CALCULAR NOVO DESLOCAMENTO e CG:
VCGLCGTCG iiii,,,∆
MEDIR CALADOS e ÂNGULOS
∆m
i (calados), θα ii
,
CALCULAR MOMENTOS ANCORAGEM ( )Manc
E
RISER ( )Mriser
p/ TRIM E BANDA EM FUNÇÃO DE
θα ii, e θα 11
,++ ii
SSTAB DETERMINAR NOVA COND. EQUILÍB. p/
VCGTCGLCG i
corr
i
corr
ii,,,∆
DEFININDO θα calccalc,
EXECUTAR EXPERIMENTO ALTERANDO O CARREGAMENTO
lastroi
lastroi
lastroi
lastroi VCGTCGLCG ,,,∆
1
2
θθαα
0
0
0
=
=
= ∆∆
teste
teste
mteste
SIM
( ) δ ∆− >∆+− ∆∆ lastroii
m
i 1
NÃO
INÍCIO TESTE INCLINAÇÃO 1=i
INTERROMPER
TESTE
(erro lastroi∆ )
ESTIMAR VCGteste
0 INICIAL
4
Figura 5.3-A – Fluxograma De Execução Do Teste De Inclinação (parte A)
CORRIGIR TCGLCG ii, PARA
INCORPORAR O EFEITO DO
MMriseranc
e
DEFININDO TCGLCG
corr
i
corr
ie
[I]
[II]
[III]
[IV]
[V][VI ]
[VII ]
[VIII]
[IX]
[X]
[XI]
75
i = i + 1
ESTIMA NOVO VCG INICIAL
VCGVCGVCG ii δ+=
ESTIMA NOVO VCG INICIAL
VCGVCGVCG ii δ−=
NÃO
( )θα calccalc,
- ( ) δθα θα ,
, >ii
( )θα calccalc,
- ( ) 0, >θα ii
SIM
( )∆
∑∆∆=
−=
teste
i
n
lastro
n
lastro
niiteste
i
VCGVCGVCG 1
..
1
NÃO
SIM
2 Ι≥i min
Ι=max
i
FIM TESTE
SIM
NÃO
∑=i
teste
i
teste
VCGVCG i 1
1
( )∑
−
−=
i testeteste
i VCGVCGiS
1
2
1
1
SIM
NÃO
4
SS itelim≤
NÃO
CALCULAR TCGLCG testeteste,
p/
θα testeteste
VCGteste
,,
CALCULAR TCGLCG PesoLeve PesoLeve,
VCGPesoLeve e ∆PesoLeve
CONSIDERANDO: PESOS ESTRANHOS, A RELOCAR E
FALTANTES
Figura 5.3-B – Fluxograma De Execução Do Teste De Inclinação (parte B)
−− ∑
−1
11
1 iteste
i
teste
i VCGVCG i
δ VCG>
INTERROMPER TESTE
(verificar erro / refazer experimento)
SIM
NÃO
SIM
3≥i
SIM
3
3
NÃO [XII]
[XIII]
[XIV]
[XV]
[XVI]
[XVII]
[XVIII]
[XIX]
[XX]
[XXI]
[XXII]
[XXIII]
[XXIV]
[XXV]
[XXVI]
76
5.7 DETALHAMENTO DO FLUXOGRAMA DE EXECUÇÃO:
As rotinas e pontos de decisão do Fluxograma Geral Do Teste de Inclinação
apresentados são descritos em detalhe abaixo. Os processos para determinar cada condição
de equilíbrio e as sistemáticas de busca para convergir o centro de gravidade do arbitrado
para o que foi medido em cada experimento precisam ser simples o suficiente para garantir
que serão executados pelo SSTAB e períodos compatíveis com o cronograma do Teste e
não devem causar falhas de convergência. Estas salvaguardas são garantidas pela
proximidade entre as inclinações das condições iniciais e finais de cada experimento,
conforme será detalhado no Capítulo 9 TESTE PILOTO”.
[I] ESTIMAR VCGteste
0 INICIAL: O VCG inicial será estimado para a condição de
teste através do controle de peso da unidade. Este é um parâmetro que deve
obrigatoriamente constar no Programa de Teste de Inclinação que precisa ser
aprovado pela Sociedade Classificadora.
[II] DETERMINAÇÃO DA CONDIÇÃO INICIAL: θα 000,),(calados
m∆ : as
medidas de calado serão realizadas através do método ótico e os dados tratados
estatisticamente conforme descrito no Capítulo 6 “MÉTODOS DE MEDIÇÃO
ALTERNATIVOS”.
[III] θθαα 000,, === ∆∆ testetestemteste : A condição inicial define a condição de teste, que
servirá de referencia para determinar o deslocamento e as coordenadas do centro de
gravidade do Peso Leve.
77
ROTINA DE EXECUÇÃO DO EXPERIMENTO:
[III] EXECUTAR EXPERIMENTO ALTERANDO O CARREGAMENTO
lastroi
lastroi
lastroi
lastroi VCGTCGLCG ,,,∆ : Esta é a ação de gerar um momento
inclinante na unidade, que no método proposto será a alteração do nível do lastro
em um ou mais tanques, resultando na alteração do deslocamento ( )0≠∆iδ .
[IV] MEDIR CALADOS e ÂNGULOS ∆m
i (calados), θα ii,
: repetir processo do
Item [II].
[V] ( ) δ ∆− >∆+− ∆∆ lastroii
m
i 1: Avaliar se a diferença entre o deslocamento medido
depois da alteração do experimento e a soma do seu valor anterior mais a alteração
estão acima do erro δ ∆ pré definido.
[VI] INTERROMPER TESTE: Em um Teste de Inclinação convencional, onde os
momentos inclinantes são gerados sem alteração do deslocamento, a variação do
deslocamento total é verificada ao final do Teste e, se estiver acima do limite
aceitável implicará na verificação do erro e possivelmente no cancelamento do
Teste todo. No procedimento proposto, esta verificação precisa ser realizada a cada
“experimento”, já que haverá alteração no deslocamento, e a repetição desta tarefa é
grandemente facilitada com a automatização das medições de calado. A grande
vantagem deste processo é que uma falha no controle do deslocamento causará a
perda e a repetição de um experimento, não do Teste todo. Se a diferença entre o
deslocamento medido e o esperado estiver abaixo do erroδ ∆então o Teste
prosseguirá.
78
INÍCIO ROTINA PARA DEFINIR VCGteste
DO EXPERIMENTO:
PASSOS [VII] a [XVI]
[VII] DETERMINAR LCGTCG ii 11 −− p/ θα 1111,,, −−−− ∆ ii
m
i
teste
iVCG : Este é o primeiro
passo do ciclo para determinar o VCGteste
de cada experimento. As etapas deste
ciclo no fluxograma estão em amarelo. O LCGTCG ii 11 −− será calculado
geometricamente a partir do fato de somente existir um par de coordenadas
horizontais ( )TCGLCG , do centro de gravidade que permitem que o peso e o
empuxo, representado pelas suas coordenadas ( )VCBTCBLCB ,, , estejam na
mesma vertical, considerando a banda, o trim e o deslocamento medidos
[VIII] CALCULAR NOVO DESLOCAMENTO e CG VCGTCGLCG iiii,,,∆
através das relações:
lastroiii ∆∆∆ += −1
( ) ∆∆∆⋅ ⋅+−=− i
lastro
i
lastro
iii LCGLCGLCG i 1 1
( ) ∆∆∆⋅ ⋅+−=− i
lastro
i
lastro
iii TCGTCGTCG i 1 1
( ) ∆∆∆⋅ ⋅+−=− i
lastro
i
lastro
iii VCGVCGVCG i 1 1
[IX] CALCULAR MOMENTOS RISER ( )Mriser
E ANCORAGEM ( )Manc
p/ TRIM
E BANDA EM FUNÇÃO DE: θα ii,
e θα ii,
: estes momentos serão calculados
segundo através do módulo DYNASIM (Seção 4.2.5).
79
[X] CORRIGIR TCGLCG ii, PARA INCORPORAR O EFEITO DO
MMriseranc
e ,DEFININDO TCGLCGcorr
i
corr
ie : A rotina padrão do sistema
SSTAB é definir uma condição de equilíbrio a partir de uma condição de
carregamento, ou seja, VCGTCGLCG ,,,∆ . Por isto, o objetivo desta ação é
substituir o efeito dos momentos de ancoragem e risers por correções no LCGi e
TCGi para que o SSTAB possa determinar a nova condição de equilíbrio da forma
como usualmente o faz, reduzindo o tempo de cálculo e o risco de não
convergência. Estas correções são definidas pelas equações abaixo, considerando os
momentos M x e M y no referencial da plataforma tanto para riser como
ancoragem:
∆
++=
i
riseranc
i
corr
i xx MMLCGLCG
∆
++=i
riseranc
i
corr
i yy MMTCGTCG
[XI] SSTAB DETERMINAR NOVA COND. EQUILÍB. p/
VCGTCGLCG i
corr
i
corr
ii,,,∆ definindo θα calccalc
,. Nesta etapa o SSTAB
determinará a condição de equilíbrio para o novo carregamento da unidade definido
no experimento.
[XII] ( )θα calccalc
, -
( ) δθα θα ,, >
ii é o ponto de decisão principal da Rotina Para
Definir VCGteste
do Experimento e se baseia na premissa que, se o SSTAB
80
calculou uma condição de equilíbrio usando VCGi, já tendo sido verificado a
consistência entre o deslocamento medido e calculado (ponto de decisão [V]), e os
ângulos resultantes ( )θα calccalc
, estão suficientemente próximos dos ângulos
medidos ( )θα ii, , então o VCGi
é realmente o VCG da unidade durante este
experimento, que passa a ser considerado válido. Os pares ( )θα calccalc, e ( )θα ii
,
podem ser transformados em ( )ϕγ , , que a inclinação e azimute (direção da
inclinação), calculado e medido respectivamente. Opção “NÃO” para este ponto de
decisão estabelece a validade deste experimento, e do VCGi, já que garante que o
SSTAB calculou uma condição de equilíbrio que condiz com a condição medida no
experimento. Levando para a ação [XVI].
[XIII] Caso a diferença entre as inclinações medidas e calculadas seja maior que o erro
admissível, o sinal desta diferença( )θα calccalc
, -
( ) 0, >θα ii é avaliado para
determinar se o VCGi está acima ou abaixo do valor real.
[XIV] Se ( )θα calccalc
, for maior que
( )θα ii,
, então o VCGi está acima do valor
real e será reduzido em VCGδ , segundo a equação VCGVCGVCG ii δ−= , para o
passo [VII], realizando mais uma iteração voltando para início da rotina para definir
VCGteste
do experimento.
81
[XV] Se ( )θα calccalc
, for menor que ( )θα ii
, , então o VCGi está abaixo do valor
real e será aumentado em VCGδ , segundo a equação, VCGVCGVCG ii δ+= , para
o passo [VII], realizando mais uma iteração voltando para início da rotina para
definir VCGteste
do experimento.
Obs.: A partir dos resultados dos ensaios em tanque de provas e do teste de campo
verificar a necessidade de incluir um processo de busca e convergência tipo
Bissecção de Newton ou Newton Raphson.
[XVI]
( )∆
∑∆∆=
−=
teste
i
n
lastro
n
lastro
niiteste
i
VCGVCGVCG 1
..
: Esta é a ação que determina o fim da
Rotina para Definir VCGteste
do Experimento, opção “NÃO” para o ponto de
decisão [XII]. Com a validação do VCGi , lembrando que este é o VCG do
experimento e não do Teste, torna-se necessário calcular o VCGteste
, que é o
objetivo do Teste de Inclinação, através da compensação de todas as
movimentações de lastro realizadas neste experimento e nos anteriores, explicitado
da equação acima.
FIM DOS PASSOS [VII] a [XVI]
82
ROTINA PARA DEFINIR VCGteste
DO EXPERIMENTO.
PASSOS [XVII] a [XXVI]
[XVII] Ponto de decisão para definir se o resultado deste experimento passará pelo
processo de “votação”, passo seguinte. Como esta “votação” é uma comparação
com a média só será realizada se 3≥i . Caso negativo o processo passa para a
próxima iteração.
[XVIII] O processo de “votação” verifica a consistência do VCGi calculado
comparando com a média dos anteriores:
−− ∑
−1
11
1 iteste
i
teste
i VCGVCG iδ VCG
>. Se
o módulo da diferença for maior que o erro admissível este experimento será
verificado e repetido.
[XIX] Se o ponto de decisão acima indicar uma diferença acima do δ VCG o Teste será
interrompido para verificar o erro e refazer o experimento. Como a consistência do
deslocamento já foi verificada e o VCGteste
i foi calculado a partir do VCGi
verificado quanto à consistência dos ângulos calculados e medidos, a única fonte de
83
erros estará relacionada aos momentos atuantes na unidade durante este
experimento, especificamente:
• Momento Inclinante: avaliação incorreta do momento causado pela
movimentação de lastro do experimento;
• Momentos de Ancoragem e Riser: erro na determinação dos MMriseranc
e ;
• Momentos espúrios: ocorrência durante o experimento de momentos não
contabilizados como movimento de fluídos ou carga, vento, corrente, linha
atracação, etc.
[XX] Ponto de decisão para iniciar a verificação de consistência do Teste de Inclinação
através do desvio padrão, a partir da iteração que representa a quantidade de
iterações onde o desvio padrão passa a ter significado estatístico.
[XXI] A partir da iteração Ιmin será avaliado o desvio padrão do Teste, calculando-se
primeiro o ∑=i
teste
i
teste
VCGVCG i 1
1.
[XXII] Define o desvio padrão dos valores de VCGteste
dos experimentos até esta
iteração como ( )∑
−
−=
i testeteste
i VCGVCGiS
1
2
1
1 .
[XXIII] Ponto de decisão para avaliar o desvio padrão dos resultados dos experimentos
até o momento e, caso positivo, pode ser concluído com êxito.
84
[XXIV] Ponto de decisão. Caso SS itelim> , será avaliado se a iteração já chegou ao
limite estabelecido Ιmax e, neste caso o Teste será encerrado.
[XXV] Determinação dos parâmetros da Condição de Teste: O fim do Teste define o
VCGteste que, juntamente com os parâmetros ∆teste
, θα testetestee definidos na
etapa [VII] permite calcular o TCGLCG testeteste, .
[XXVI] O objetivo final do Teste de Inclinação é determinar o deslocamento
∆PesoLeve e as coordenadas do centro de gravidade
VCGTCGLCGPesoLevePesoLeve PesoLeve,, da condição de peso leve, que difere
da condição de Teste devido a três efeitos, exemplificados para o caso em análise,
de uma unidade de produção operando na locação:
• Pesos estranhos a bordo: cargas e fluídos que não são Peso Leve e que estão
efetivamente a bordo. Neste caso: cargas de riser e ancoragem, lastro, óleo
diesel, fluidos nos vasos da planta, equipamentos temporariamente a bordo,
etc.
• Pesos em posição trocada: cargas e fluídos que são Peso Leve, estão
efetivamente a bordo porem em locação diferente da que define o Peso Leve.
Neste caso serão raros, basicamente: equipamentos de manuseio de carga
fora da posição de estiva, equipamentos em manutenção a bordo;
• Pesos ausentes que pertencem ao Peso Leve: cargas e fluídos que fazem
parte do Peso Leve porem efetivamente não estão a bordo. Neste caso
também serão raros, basicamente: equipamentos em manutenção fora da
unidade, amarras fora dos paióis, etc.
FIM DOS PASSOS [XVII] a [XXVI]
85
6 MÉTODOS DE MEDIÇÃO ALTERNATIVOS:
Os métodos de medição utilizados no Teste de Inclinação convencional em águas
abrigadas, descritos anteriormente, são bastante arcaicos mas continuam atendendo
justamente por que a unidade nestas condições apresenta movimentos dinâmicos mínimos.
Para viabilizar o Teste na locação será necessário extrair os valores estáticos dos calados e
das inclinações a partir de medidas instantâneas com grande variação devido aos
movimentos da unidade e da superfície líquida. Para isto será necessário medir calados e
inclinações com precisão e filtrar os movimentos transientes da unidade.
6.1 COMPORTAMENTO DAS VARIÁVEIS MEDIDAS – FILTRAGEM:
Em função da dinâmica da unidade na locação será necessário primeiro analisar de
que forma as grandezas medidas vão estar variando ao longo do tempo para definir como
obter os valores médios que serão determinantes para os resultados do Teste de Inclinação.
Quando um sistema flutuante ancorado está sujeito a vento, onda e corrente, três
classes de movimentos podem ser observadas com características próprias. O primeiro
grupo é dos movimentos de primeira ordem, que são movimentos oscilatórios com a
mesma faixa de freqüência das ondas incidentes. São movimentos causados por forças de
onda de primeira ordem que apresenta média zero ao longo do tempo. Esta constatação é
fundamental, pois significa que a média aritmética de uma série temporal da inclinação da
86
plataforma contendo movimentos de 1ª ordem elimina este efeito se abranger um número
suficiente de ciclos de ondas.
O segundo grupo é dos movimentos oriundos da ação individual ou combinada do
vento, corrente e do efeito de segunda ordem devido às ondas chamado de força de deriva
média de onda. Considerando que o sistema flutuante está ancorado, esses carregamentos
geram uma resultante que leva a plataforma para um novo ponto de equilíbrio no plano
horizontal. No caso de plataformas semi-submersíveis, ocorre acoplamento entre certos
graus de liberdade de translação e rotação devido ao sistema de ancoragem e risers, e por
isto derivas médias de surge e sway podem gerar pequenas inclinações de trim e banda,
respectivamente. O Teste de Inclinação na locação terá que ser realizado em condições de
vento, corrente e ondas que resultem em inclinações devidas à deriva média passíveis de
serem desprezadas ou que permaneçam constantes ao longo de todo Teste.
O terceiro grupo são de movimentos oscilatórios com períodos superiores à faixa de
freqüência das ondas incidentes. Estes movimentos são causados por forças de onda ou de
vento (espectro de vento) de 2ª ordem, denominadas de forças de deriva lenta. Como as
plataformas semissubmersíveis apresentam períodos naturais elevados para os movimentos
no plano horizontal e pouco amortecidos, apesar das forças de deriva lenta serem de
pequena magnitude estas forças podem causar movimentos ressonantes de amplitude
elevada. Estas forças podem causar movimentos de roll e pitch diretamente ou através do
acoplamento entre os movimentos de rotação e no plano horizontal causados pelos sistemas
de ancoragem e riser, de forma semelhante ao que ocorre com o movimento de deriva
média. Neste caso os movimentos de roll e pitch terão períodos próximos aos de deriva
87
lenta de surge e sway. Também de forma análoga aos movimentos de 1ª ordem, este
movimento lento de roll e pitch apresenta média zero ao longo do tempo, independente se a
sua origem vem do acoplamento com a ancoragem ou diretamente dos momentos de
segunda ordem. Portanto, basta que a média do sinal da medição da inclinação seja feita em
uma série com intervalo de tempo suficiente para que ela contenha alguns ciclos dos
movimentos lentos para garantir que a influência dos mesmos na medição da inclinação
média seja filtrada.
6.1.1 DETERMINAÇÃO DO TEMPO DE REGISTRO:
A principal conclusão é que a análise espectral do movimento de roll e pitch neste
caso não traria uma contribuição significativa para o problema, já que o objetivo é obter a
média da inclinação da plataforma e não as amplitudes de movimentos dinâmicos.
Consequentemente a sistemática de obter a média através de uma análise no domínio do
tempo é mais efetiva nesse caso.
Para filtrar os efeitos devido aos movimentos de 1ª e 2ª ordem é preciso registrar
inclinações para extrair a média que contenha vários ciclos associados. Os períodos típicos
das ondas na Bacia de Campos estão entre 5 e 20 segundos, porém o movimento de
inclinação de maior período que a plataforma pode estar sujeita é aquele relativo aos
movimentos lentos de roll e pitch causados pelo acoplamento com os sistemas de
ancoragem e risers quando a plataforma está com uma deriva lenta de surge e sway com um
período em torno de 100 segundos.
88
Nestes casos é usual considerar um mínimo de cinco ciclos de registro para se obter
uma média representativa. Como o movimento de inclinação da plataforma resulta de um
sinal que terá várias freqüências, com um período máximo em torno de 100 s, pode-se
considerar que a média desse sinal deve ser realizada em uma janela de no mínimo 500
segundos.
6.1.2 DETERMINAÇÃO DA FREQUÊNCIA DE AQUISIÇÃO:
Outra preocupação importante é garantir que a taxa de aquisição de inclinações e
calados seja suficiente para garantir o registro dos fenômenos de interesse. Para se garantir
a presença da frequência de interesse no sinal aquisitado em um ensaio dinâmico é
necessário observar o critério de Nyquist - Shannon [43 e 44]. Este critério preconiza que se
uma função x(t) contem apenas frequências iguais ou menores que B hertz, esta função
pode ser completamente determinada se forem aquisitados valores espaçados não mais que
1/(2B). Como existe interesse em medir não somente as inclinações mas também os
calados, que serão o resultado da interação dos movimentos da unidade com as ondas, é
usual usar o fator 5. Sendo a menor frequência esperada de 6 s, o período de aquisição
decorrente é de 1,2 s, ou seja, uma aquisição a cada segundo. Os sistemas de aquisição de
inclinação, pressão e ótico (Apêndice B e C) possuem frequências de aquisição muito
superiores a este valor.
89
6.2 CALADOS - DESLOCAMENTOS:
A variável mais complexa de ser medida no Teste de Inclinação na locação será a
medição de calados. No Teste em águas abrigadas a medição é realizada através de
pequenas embarcações junto a própria marca de calado. No Teste na locação, não só a
unidade estará se movimentando mas o nível da água junto as marcas estará sofrendo a
influência das ondas e marolas, além de ser inviável se aproximar das marcas de barco na
locação. As alternativas abaixo foram avaliadas para realizar esta medição.
6.2.1 MEDIÇÃO POR RADAR:
É a utilização de sistemas tipo radar acima da linha dágua para medir a distância
entre o equipamento e a superfície do mar (ulagem), a semelhança do que é realizado em
tanques de navios. A investigação desta opção demonstrou que este equipamento não tem
capacidade para medir superfícies líquidas pouco refletivas como um mar mexido por
ondas e marolas.
6.2.2 TRANSDUTOR DE PRESSÃO:
Aplicação de sistema semelhante ao existente em muitas unidades offshore para
medir calados e níveis em tanques, com base na pressão em um ponto abaixo das colunas
(geralmente no costado dos pontoons). A vantagem é que a profundidade do sensor atenua
as variações locais (marolas) facilitando a filtragem das oscilações do nível devido aos
movimentos da unidade e das ondas. Em contrapartida as medidas terão que sofrer correção
90
geométrica para as marcas das colunas. A intenção não é usar os sistemas próprios das
unidades por serem muito diversos entre si, mas levar para o Teste equipamento próprio
testado e calibrado, compatível com o sistema de tratamento dos dados. Um sensor que
atende aos requisitos necessários, descrito no Apêndice C, é da linha FKP da Fuji Electric
France S.A.S. PRESSURE TRANSMITTER (DIRECT MOUNT TYPE). Este sensor foi
escolhido devido as suas características funcionais, em especial por que o modelo FKP 02
tem uma faixa de operação de 0,3125 a 5 bar e uma classificação de precisão de ± 0,1 % da
faixa de operação, incluindo a linearidade, histerese e repetibilidade. A medição de calados
por pressão foi testada nos ensaios em tanque de provas.
6.2.3 SISTEMA ÓTICO:
A leitura de calados por fotografia foi primeiramente proposta e utilizada por
Guilherme Serra Alves Pereira (ENGENHARIA / IEEPT / EEPTM / EESN), tendo sido
tema de trabalho apresentado no 3º Encontro Técnico Naval em 2008. Esta técnica permite
captar a distância a posição da linha dágua instantânea para que seja analisada
posteriormente, substituindo a avaliação em tempo real pelo observador de um fenômeno
altamente dinâmico, que por isto contará com significativa interferência do observador.
91
Figura 6.1: Fotografia do nível do mar na marca de calado de uma unidade semi em
operação.
Fica evidente que a medida do calado a partir de uma fotografia (Figura 6.1) pode
ser realizada pelo observador com precisão muito maior, e ainda permite avaliação através
de processamento digital. Testes realizados provaram que a convergência da média
acumulada das medidas realizadas desta forma é rápida e consistente. Atualmente a
tecnologia digital permite efetuar filmagens que produzem “fotos” (quadros) a intervalos
bem menores que os requeridos. Esta sistemática será avaliada durante os ensaios com
modelos.
6.3 INCLINAÇÕES:
Os métodos com pêndulos e tubos em “U” usados no Teste convencional terão que
ser substituídos por sistemática bem mais precisa, que possibilite o registro ao longo do
tempo para filtrar as inclinações transientes e que meça em dois eixos ortogonais, já que na
sistemática proposta as inclinações não serão apenas em banda. Um equipamento de
medição de movimentos a partir de acelerômetros (MRU – motion reference unit)
92
usualmente aplicado na industria, atende bem a todos estes objetivos. As especificações
técnicas de um modelo deste equipamento atualmente instalado na P-52 são apresentadas
no Apêndice B, onde consta que a precisão dinâmica para roll e pitch é de 0,01º. Esta forma
de medição de inclinação e como filtrar os valores estáticos serão testados nos ensaios
utilizando-se um sensor ótico com precisão e demais características de aquisição de dados e
registro semelhantes.
93
7 ENSAIOS EM TANQUE DE PROVAS:
As duas principais condições de contorno deste procedimento tornam praticamente
obrigatória a realização de um Teste de modelo. Primeiramente, os impactos econômicos e
políticos associados à parada ou redução a produção em uma unidade flutuante impõem que
este procedimento de Teste de Inclinação tenha o menor impacto possível sobre a sua
produção. Os aspectos do Teste de Inclinação que tem maior potencial de afetar o regime
de produção são o efeito das inclinações sobre os níveis dos fluídos nos vasos e a
necessidade de controle apurado do balanço de massa, já que uma plataforma de produção
semissubmersível está continuamente recebendo fluídos e contaminantes da formação,
exportando hidrocarbonetos e descartando água, seja para o mar ou injetando novamente
para a formação.
A segunda condição de contorno é a obrigatoriedade deste procedimento estar
aprovado pelas Sociedades Classificadoras para que os seus resultados sejam válidos. E
neste aspecto o ensaio em tanques de provas, além de facilitar muito este processo de
aprovação, permite que o Teste piloto, com todos os custos associados seja realizado da
forma mais eficiente possível a partir de um procedimento já aprovado “em princípio”
(Approval in Principle), conforme metodologia usual das Sociedades Classificadoras para
novos conceitos.
Estas duas condições de contorno para os ensaios estão presentes nos objetivos
descritos a seguir [29].
94
7.1 OBJETIVO:
Este programa de ensaio tem por objetivo dar suporte à definição da metodologia de
Teste de Inclinação proposta considerando as restrições e condições de contorno
operacionais e meteoceanográficas descritas anteriormente. É importante ressaltar que no
processo de atender a estes objetivos, através destes ensaios também será mensurada a
acurácia do Teste de Inclinação convencional, comparando-o a “benchmark” do processo
de definição das coordenadas do centro de gravidade (LCG, TCG e VCG) do corpo, fora do
tanque, através da utilização de dinamômetros e balanças, ou pelo método de “faca”
descrito a seguir.
Neste processo de definição, a contribuição deste ensaio determina que os seus
objetivos específicos sejam:
• Comparar os resultados da aplicação da metodologia convencional e
proposta de Teste de Inclinação, aplicadas ao modelo livre dos efeitos de
amarração e riser, flutuando sem ondas, em relação ao benchmark deste
processo;
• Comparar os resultados da aplicação da metodologia proposta de Teste de
Inclinação, aplicadas ao modelo sob os efeitos de amarração e riser,
flutuando sem ondas, em relação ao benchmark deste processo;
• Comparar os resultados da aplicação da metodologia proposta de Teste de
Inclinação, aplicadas ao modelo sob os efeitos de amarração e riser,
flutuando com ondas representado um estado de mar moderado, em relação
ao benchmark deste processo;
• Comparar os resultados da aplicação da metodologia proposta de Teste de
Inclinação, aplicadas ao modelo sob os efeitos de amarração e riser,
95
flutuando com ondas representado um estado de mar severo, em relação ao
benchmark deste processo;
• Ajustar os métodos computacionais de simulação da influência do sistema
de amarração e dos risers;
• Definir a melhor metodologia para filtrar os efeitos transientes das ondas na
medição das inclinações estáticas;
• Otimizar a relação entre estado de mar e o tempo de medição da inclinação
para filtrar os efeitos transientes das ondas na medição das inclinações
estáticas;
• Testar e ajustar os sistemas de medição não convencionais que serão usados
no procedimento proposto.
7.2 PROGRAMA DE ENSAIOS:
Para atender aos objetivos definidos acima foi montado um programa com
basicamente 3 conjuntos de ensaios, definidos a partir dos objetivos estabelecidos e listados
acima. Os grupos, e os respectivos ensaios que compõe cada um estão descritos a seguir,
com as respectivas siglas utilizadas para facilitar a referência ao longo deste texto e no
âmbito dos ensaios.
A- Aferição do CG – AFER: A rigor este não será um ensaio, mas a
mensuração direta das coordenadas do centro de gravidade, seja através da
medição das reações em pontos onde o modelo está suspenso ou pelo
método da “faca”, que consiste em colocar o corpo em cima de um apoio ou
96
quina para determinar em que posição este ponto de apoio se alinha com o
centro de gravidade;
B- Teste inclinação estático convencional – TCON: Neste ensaio, o centro de
gravidade do modelo será determinado através da medição das inclinações
resultantes da aplicação de momentos convencionais, gerados pela
translação lateral de pesos, utilizando-se a relação de Pequenos Ângulos (ver
Capítulo 4.1), com o modelo livre da ação dos sistemas de risers e
amarração, e sem a incidência de ondas;
C- Teste inclinação estático – Nova Sistemática: Neste conjunto de ensaios os
momentos inclinantes serão gerados pela adição e retirada de pesos e o
centro de gravidade determinado segundo a metodologia proposta neste
trabalho. Este grupo é composto de quatro ensaios realizados com a mesma
sequência de momentos e metodologia, mas sob condições de contorno
específicas, conforme descrito abaixo:
o TNSC: Amarração e risers desconectados e sem a incidência de
ondas;
o TNW0: Amarração e risers conectados e sem a incidência de ondas;
o TNWM: Amarração e risers conectados em estado de mar moderado;
o TNWX: Amarração e risers conectados em estado de mar severo.
Todos os ensaios com suas características estão resumidos na Tabela 7.1 abaixo,
que será referenciada ao longo deste trabalho.
97
Tabela 7.1: Resumo e principal característica dos ensaios. REFE - RÊNCIA
METODOLOGIA p/ DETERMINAR CG
MOMENTO INCLINANTE
AMARRAÇÃO & RISERS
ESTADO DE MAR
DESLOCAM. (t) / CALADO (m)
AFER
AFERIÇÃO c/ DINAMÔMETROS,
BALANÇAS ou MÉTODO DA FACA
NÃO APLICÁVEL SEM (1) FORA DO TANQUE
Obs. (1)
TCON TESTE INCLINAÇÃO
ESTÁTICO CONVENCIONAL
MOVIMENTAÇÃO TRANSVERSAL DE
PESOS NO CONVÉS
SEM SEM ONDAS
32953 / 18,58
Obs. (2)
TNSC TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO – NOVA
PROPOSTA
ADIÇÃO E RETIRADA DE
PESOS NO CONVÉS
SEM SEM ONDAS
32953 / 18,58
TNW0 TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO – NOVA
PROPOSTA
ADIÇÃO E RETIRADA DE
PESOS NO CONVÉS
CONECTADOS SEM ONDAS
36193 / 23,1
TNWM TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO – NOVA
PROPOSTA
ADIÇÃO E RETIRADA DE
PESOS NO CONVÉS
CONECTADOS MODE-RADO
36193 / 23,1
TNWX TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO – NOVA
PROPOSTA
ADIÇÃO E RETIRADA DE
PESOS NO CONVÉS
CONECTADOS SEVERO
36193 / 23,1
Observações para a Tabela 7.1: (1): Durante a aferição (AFER), o carregamento do modelo deve incluir o máximo de lastro
fixo e equipamentos de medição que terá nos ensaios no tanque; (2): Deslocamento e calados aproximados (ver Seção 7.3).
7.3 CONDIÇÃO DE CARREGAMENTO DOS ENSAIOS:
É fundamental observar que o propósito deste conjunto de ensaios é determinar por
métodos diferentes, e comparar, os valores de centro de gravidade do modelo. Como a
aferição, o Teste convencional e os ensaios com ondas serão realizados em modelos com
carregamentos e instrumentos diferentes, é imprescindível que todo e qualquer peso fixo,
carga (riser, amarração, etc.) e instrumento que for colocado no modelo tenha o seu peso e
centro de gravidade, ou sua carga e ponto de aplicação bem definidos e registrados.
98
Em termos de carregamento, o objetivo é realizar os ensaios com os risers e a
amarração conectados (TNW0, TNWM e TNWX) no deslocamento de projeto de 36193 t,
incluindo os pesos usados para gerar momentos. Os demais Testes serão realizados em
carregamentos aproximados, conforme resumido abaixo:
o TNW0, TNWM e TNWX: amarração e risers conectados, incluindo
os pesos para gerar momentos - deslocamento de 36193 t;
o TNSC: Será o carregamento dos ensaios TNW0, TNWM e TNWX
desconectando-se os risers e amarração - deslocamento de 32953 t;
o TCON: Será o carregamento do ensaio TNSC apenas alterando os
pesos para gerar momentos somente com translação lateral -
deslocamento aproximado de 32953 t;
o AFER: o carregamento do modelo deve incluir o máximo de lastro
fixo e equipamentos de medição que terá nos ensaios no tanque.
As características referentes ao carregamento também estão descritas de forma
resumida na Tabela 7.1.
7.4 ESCOLHA DO MODELO:
Para reduzir o impacto sobre o custo e o prazo do ensaio, optou-se por escolher um
dos modelos existentes de unidades semi nos tanques de provas com os quais a Petrobras
mantém parceria ao invés de construir novo modelo. Contribui o fato de ser imprescindível
que o modelo seja de uma unidade para a qual já existe definição de casco estabelecida e
aferida no sistema SSTAB, sem o qual não seria possível aplicar a metodologia proposta.
99
Todas as unidades semissubmersíveis em operação para a Petrobras tem os seus cascos
definidos no SSTAB e aferidos pelos escritórios técnicos das respectivas Sociedades
Classificadoras.
Considerando que esta metodologia tem por objetivo determinar as características
de deslocamento e centro de gravidade de unidades semissubmersíveis de produção da frota
do E&P da Petrobras que estão operando e acumulando alterações de peso leve a algum
tempo, optou-se pelo modelo que mais se aproxima das unidades desta categoria. As
características de interesse são as que terão influência significativa na resposta da unidade
às ondas, que por sua vez determina o comportamento dinâmico da inclinação e do calado.
Partindo desta premissa, as características determinantes são o arranjo com dois submarinos
independentes (não anel), duas a quatro colunas por bordo, parâmetros hidrostáticos e de
massa próximos da simetria em relação aos eixos longitudinal e transversal e deslocamento
entre 20.000 e 40.000 tf.
O primeiro candidato foi o próprio modelo ITTC, usado para aferir tanques de
provas. Por ter submarinos independentes e quatro colunas por bordo, representa bem o
universo de unidades que se quer modelar, porem não existe descrição no SSTAB para este
casco.
Segundo as diretivas estabelecidas, o modelo existente que melhor se encaixa nos
requisitos necessários é o da semissubmersível P-18. Esta é uma unidade projetada e
construída para operar como unidade estacionária de produção (UEP), iniciando a produção
100
em 1994. Na Figura 7.1, a P-18 está no calado de trânsito, antes de ser instalada na locação
e sem estar conectada ao sistema de amarração e aos risers.
Figura 7.1: Plataforma P-18 no calado de trânsito.
A unidade foi projetada pela GVA, escritório de projeto sueco, e tem como
característica básica a simplicidade do arranjo estrutural, com colunas de seção retangular e
cantos adoçados, e apenas dois contraventamentos conectando as colunas dos bordos
opostos. O modelo existente da P-18 foi construído na escala de 1:100, como pode ser visto
na Figura 7.2 abaixo.
101
Figura 7.2: Modelo da P-18 escala 1:100
Parcela importante do objetivo deste conjunto de ensaios é comparar os resutados
do Teste de Inclinação para a unidade flutuando livre e com os sistemas de amarração e
risers conectado, resumida na Tabela 7.1: “Resumo e principais características dos
ensaios”. Para atender a esta condição são apresentadas na Tabela 7.2 abaixo, as
características principais da unidade P-18 em escala real, que tem relevância para este
ensaio, com e sem os sistemas de amarração e risers conectados.
102
Tabela 7.2: Principais Características da Unidade P-18 pertinentes ao ensaio.
SIM NÃOComprimento total m 101,0 101,0Boca moldada m 88,1 88,1Elevação do convés principal m 43,9 43,9
Comprimento m 89,7 89,7Boca m 16,0 16,0Altura m 9,1 9,1Comprimento m 13,7 13,7Largura m 14,5 14,5Comprimento m 13,0 13,0Largura m 13,8 13,8
Calado de operação m 23,10 18,58Deslocamento de Projeto t 36193,0 32952,9
VCG (acima linha de base) m 20,28 20,90LCG (+ a vante Loa/2) m 0,00 0,00TCG (+ a BE linha de centro) m 0,00 0,00GMl m 3,09 3,70GMt m 3,86 4,38Roll, Kxx m 30,50 30,50Pitch, Kyy m 29,40 29,40Yaw, Kzz m 32,60 32,60
Lâmina dágua m 910,0 910,0
Centro de gravidade na condição operacional (incluindo cargas de amarração e ancoragem)
Altura metacêntrica
Colunas (4): seção no convés submarinoColunas (4): seção acima da elev. 21,93 m
Raio de giração
Sumarinos (2)
PARÂMETRO UNID.
RISERS & AMARRAÇÃO CONECTADOS
O deslocamento de projeto apresentado acima inclui todos os pesos e cargas
verticais, inclusive dos sistemas de risers e de amarração. A Tabela 7.3 explicita os totais
das cargas verticais destes sistemas, apresentando o total da massa da unidade na condição
de operação de 32953 t. O principal objetivo é que o modelo esteja com o deslocamento o
mais próximo possível da condição de operação com os risers e sistema de amarração
conectados de forma que os movimentos sejam próximos dos que ocorrerão na prática. Os
parâmetros apresentados na Tabela 7.2 referentes à condição sem os risers e sistema de
amarração conectados é apenas para referência, pois considera as cargas verticais reais
destes dois sistemas. As cargas verticais da modelação destes sistemas nos ensaios devem
diferir dos valores reais.
103
Tabela 7.3: Deslocamentos e cargas nas principais condições.
7.5 SISTEMA DE AMARRAÇÃO:
O sistema de amarração da P-18 [38] é composto por oito linhas em catenária, de amarra
DN84 R4 com as características de interesse apresentadas na Tabela 7.4 abaixo.
Tabela 7.4: Principais Características de interesse do Sistema de Amarração.
tf m m m deg deg m tfline 1 BB 121,87 16,9 36,61 29,26 355 29,5 1240 140 SIMline 2 BB 114,5 16,9 36,61 26,22 325 35,1 1330,5 140 SIMline 3 BB 117,54 16,9 36,61 -26,22 268 32,9 1375 140 SIMline 4 BB 115,51 16,9 36,61 -29,26 227 34,4 1303 140 SIMline 5 BE 114,5 16,9 -36,61 -29,26 173 35,1 1401,5 140 SIMline 6 BE 113,54 16,9 -36,61 -26,22 132 35,8 1480 140 SIMline 7 BE 114,5 16,9 -36,61 26,22 75 35,1 1321,5 140 SIMline 8 BE 111,47 16,9 -36,61 29,26 45 37,2 1890,5 140 SIM
COMPRI-MENTO
TRAÇÃO CONEC- TADO
LCG AZIMUTEANG. TOPO
VCG TCGLINHA
BO
RD
O CARGA VERT.
Para efeito de ensaio em tanques de provas um sistema de amarração pode ter as
suas características de carga vertical e ponto de aplicação modeladas de forma simplificada,
(t)Deslocamento de Projeto 36193,0
Carga Vertical Total Risers 2316,6Carga Vertical Total Amarração 923,4
Deslocamento sem Risers e Amarração 32952,9
PESO / CARGAITEM
104
considerando-se uma “linha” por cada canto representando o par correspondente, conforme
a Tabela 7.5.
Tabela 7.5: Características equivalentes das linhas de canto representativas.
7.6 SISTEMA DE RISERS:
O sistema de risers da P-18 é composto por 31 linhas ativas, sendo 30 linhas
flexiveis e 1 rígida tipo SCR (steel catenary riser), cujas características de interesse estão
apresentadas na Tabela 7.6 abaixo.
tf m m m236,4 16,90 36,61 27,79233,1 16,90 36,61 -27,73228,0 16,90 -36,61 -27,75226,0 16,90 -36,61 27,72
BB VANTEBB RÉBE RÉ
BE VANTE
TCG LCGCARGA VERT.
VCGLINHA
105
Tabela 7.6: Principais Características de interesse do Sistema de Risers.
Para efeito de ensaio em tanques de provas um sistema de riser pode ter as suas
características de carga vertical e ponto de aplicação modeladas de forma simplificada,
considerando-se uma “linha” por cada canto representando o conjunto de risers do
quadrante correspondente, conforme a Tabela 7.7 abaixo.
tf m t.m m t.m m t.m deg deg tfoilprod 1oilprod 1oilprod 1oilprod 1 Flex BB 59,61 10,60 631,87 29,32 1747,77 46,23 2755,77 0,00 6,50 60,00 onoilprod 1oilprod 1oilprod 1oilprod 1 Flex BE 106,31 10,60 1126,89 -29,66 -3153,15 46,17 4908,33 0,00 6,50 107,00 onoilprod 2oilprod 2oilprod 2oilprod 2 Flex BB 62,60 10,60 663,56 36,51 2285,53 11,84 741,18 270,00 6,50 63,00 onoilprod 2oilprod 2oilprod 2oilprod 2 Flex BE 62,60 10,60 663,56 -36,51 -2285,53 13,49 844,47 90,00 6,50 63,00 onoilprod 3oilprod 3oilprod 3oilprod 3 Flex BB 58,62 10,60 621,37 36,51 2140,22 6,77 396,86 270,00 6,50 59,00 onoilprod 3oilprod 3oilprod 3oilprod 3 Flex BE 57,63 10,60 610,88 -36,51 -2104,07 8,43 485,82 90,00 6,50 58,00 onoilprod 4oilprod 4oilprod 4oilprod 4 Flex BB 62,60 10,60 663,56 36,51 2285,53 3,73 233,50 305,00 6,50 63,00 onoilprod 4oilprod 4oilprod 4oilprod 4 Flex BE 58,62 10,60 621,37 -36,51 -2140,22 5,39 315,96 90,00 6,50 59,00 onoilprod 5oilprod 5oilprod 5oilprod 5 Flex BB 36,76 10,60 389,66 36,51 1342,11 -8,43 -309,89 270,00 6,50 37,00 onoilprod 5oilprod 5oilprod 5oilprod 5 Flex BE 118,24 10,60 1253,34 -36,51 -4316,94 -1,71 -202,19 90,00 6,50 119,00 onoilprod 6oilprod 6oilprod 6oilprod 6 Flex BE 38,75 10,60 410,75 -36,51 -1414,76 -4,74 -183,68 90,00 6,50 39,00 onoilprod 7oilprod 7oilprod 7oilprod 7 Flex BB 114,26 10,60 1211,16 25,41 2903,35 -46,23 -5282,24 180,00 6,50 115,00 onoilprod 7oilprod 7oilprod 7oilprod 7 Flex BE 58,62 10,60 621,37 -23,07 -1352,36 -45,51 -2667,80 180,00 6,50 59,00 onoilprod 8oilprod 8oilprod 8oilprod 8 Flex BB 57,13 10,60 605,58 29,68 1695,62 -46,10 -2633,69 180,00 6,50 57,50 onoilprod 8oilprod 8oilprod 8oilprod 8 Flex BE 84,45 10,60 895,17 -27,58 -2329,13 -46,35 -3914,26 183,00 6,50 85,00 onoilprod 9oilprod 9oilprod 9oilprod 9 Flex BE 58,62 10,60 621,37 -30,79 -1804,91 -45,80 -2684,80 180,00 6,50 59,00 on
water inj 1water inj 1water inj 1water inj 1 Flex BB 29,81 10,60 315,99 25,32 754,79 46,20 1377,22 0,00 6,50 30,00 onwater inj 1water inj 1water inj 1water inj 1 Flex BE 35,77 10,60 379,16 -32,20 -1151,79 45,33 1621,45 0,00 6,50 36,00 onwater inj 2water inj 2water inj 2water inj 2 Flex BB 29,81 10,60 315,99 31,73 945,87 45,36 1352,18 0,00 6,50 30,00 onwater inj 3water inj 3water inj 3water inj 3 Flex BB 29,81 10,60 315,99 36,51 1088,36 14,43 430,16 270,00 6,50 30,00 onwater inj 3water inj 3water inj 3water inj 3 Flex BE 29,81 10,60 315,99 -36,51 -1088,36 10,90 324,93 90,00 6,50 30,00 onwater inj 4water inj 4water inj 4water inj 4 Flex BB 33,78 10,60 358,07 36,51 1233,31 9,36 316,18 270,00 6,50 34,00 onwater inj 4water inj 4water inj 4water inj 4 Flex BE 38,85 10,60 411,81 -36,51 -1418,41 2,80 108,78 90,00 6,50 39,10 onwater inj 5water inj 5water inj 5water inj 5 Flex BB 75,51 10,60 800,41 36,51 2756,87 -10,90 -823,06 270,00 6,50 76,00 onwater inj 5water inj 5water inj 5water inj 5 Flex BE 68,56 10,60 726,74 -36,51 -2503,13 0,77 52,79 90,00 6,50 69,00 onwater inj 6water inj 6water inj 6water inj 6 Flex BB 29,81 10,60 315,99 32,20 959,88 -45,18 -1346,82 180,00 6,50 30,00 ongas export 1gas export 1gas export 1gas export 1 Flex BB 74,52 10,60 789,91 36,71 2735,63 -6,08 -453,08 270,00 6,50 75,00 ongas import 1gas import 1gas import 1gas import 1 Flex BE 99,36 10,60 1053,22 -25,21 -2504,87 46,32 4602,36 0,00 6,50 100,00 onoil export 1oil export 1oil export 1oil export 1 Flex BB 218,59 10,60 2317,05 36,71 8024,44 0,00 0,00 270,00 6,50 220,00 onoil export 2oil export 2oil export 2oil export 2 Flex BB 218,59 10,60 2317,05 36,71 8024,44 -3,04 -664,51 270,00 6,50 220,00 on1 fwd wt inj1 fwd wt inj1 fwd wt inj1 fwd wt inj Flex BB 0,00 38,60 0,00 5,68 0,00 51,55 0,00 20,00 7,60 31,50 off1 fwd wt inj1 fwd wt inj1 fwd wt inj1 fwd wt inj Flex BB 0,00 38,60 0,00 6,78 0,00 51,55 0,00 0,00 6,50 23,50 off2 fwd wt inj2 fwd wt inj2 fwd wt inj2 fwd wt inj Flex BB 0,00 38,60 0,00 7,78 0,00 51,55 0,00 15,00 6,50 23,50 off2 fwd wt inj2 fwd wt inj2 fwd wt inj2 fwd wt inj Flex BB 56,63 38,60 2185,92 8,88 502,87 51,55 2919,28 15,00 6,50 57,00 onRiser RigidoRiser RigidoRiser RigidoRiser Rigido Rigido BB 152,00 34,06 5177,12 4,75 722,00 -35,54 -5402,08 on
RISERS
BO
RD
O
CONEC- TADO
Mom T Mom LTIPO
Flexível / Rígido
LCGAZIMUT
HANG. TOPO
TENSÃOCARGA VERT.
VCG Mom V TCG
106
Tabela 7.7: Características equivalentes dos 4 conjuntos de canto representativos.
tf m m m641,9 13,1 32,7 16,4758,6 15,3 27,9 -22,3358,7 10,6 -31,3 -26,9557,5 10,6 -32,9 23,8BE VANTE
LCG
BB VANTEBB RÉBE RÉ
GRUPO de RISERSCARGA VERT.
VCG TCG
7.7 MATRIZ RIGIDEZ DOS SISTEMAS DE AMARRAÇÃO E RISERS:
Considerando que o objetivo ao modelar os sistemas de amarração e risers nestes
ensaios é simular a contribuição dos momentos inclinantes destes sistemas na inclinação do
modelo, é primordial que tenham as características angulares dos sistemas reais. Como
serão realizados apenas ensaios com o modelo conectado aos sistemas de amarração e de
risers simultaneamente (TNW0, TNWM e TNWX), as rigidezes dos dois sistemas são
apresentadas em separado e agrupados na matriz de rigidez apresentada na Tabela 7.8
abaixo, seguindo a notação padrão onde o índice 1 é Surge, 2 Sway, 3 Heave, 4 Roll e 5
Pitch.
107
Figura 7.3: Modelação dos sistemas de amarração e risers no SITUA.
Os sistemas de ancoragem e risers da plataforma P-18 foram modelados no
programa SITUA [39] que é um programa para análise acoplada de sistemas flutuantes
incluindo ancoragem e risers. As linhas de ancoragem e risers são modeladas através do
método de elementos finitos (Figura 7.3). A matriz de rigidez da P-18 foi obtida através
desse modelo numérico e os resultados são apresentados na Tabela 7.8.
Esta matriz foi calculada considerando a unidade no seu ponto de equilíbrio no
plano horizontal, ou seja, sem a ação de resultante ambiental oriunda de vento, correnteza
ou ondas. O referencial para a rigidez rotacional foi LCG= 0, TCG= 0 e VCG= 19,3 m para
um calado de 22,852 m.
Tabela 7.8: Matriz de Rigidez dos Sistemas de Amarração e Risers.
DIREÇÃO NOTAÇÃO UNIDADE AMARRAÇÃO RISERRISER +
AMARRAÇÃOSURGE K11= KN/m 31,06 10,97 42,03SWAY K22= KN/m 21,95 11,26 33,21HEAVE K33= KN/m 24,38 6,02 30,4ROLL K44= KNm/rd 515374,7 224606,7 739981,4PITCH K55= KNm/rd 489145,4 223728,7 712874,1
108
Os ensaios devem considerar um sistema de amarração + risers com os valores de
rigidez de K11, K22, K44 e K55. Como o modelo estará aproado para 45º, será necessário
utilizar um valor intermediário entre K44 e K55, que são bem próximos. O valor K33 pode
ser desprezado para simplificar o ensaio. Esta simplificação atende aos objetivos deste
primeiro ensaio mas caso sejam realizados outros ensaios mais extensos, todas as linhas de
amarração e risers devem ser modeladas independentemente.
7.8 CONDIÇÕES AMBIENTAIS:
O objetivo de realizar ensaios de modelo na presença de ondas é validar a
sistemática proposta para condições usuais de campo e também determinar os intervalos
mínimos necessários para realizar as medições dos calados e inclinações que serão
suficientes para possibilitar a filtragem dos valores estáticos destas variáveis. Para atingir
estes objetivos serão realizados dois ensaios com a nova metodologia na presença de ondas,
o primeiro (TNWM) representando um estado de mar médio e o segundo (TNWX) um
estado de mar severo, e um terceiro ensaio realizado com a nova metodologia em condições
idênticas aos dois anteriores porem sem a presença de ondas (TNW0). Este conjunto de
ensaios permitirá avaliar a influência do estado de mar nas medidas, erros e resultados
finais.
Em função do alto custo associado à execução do Teste de Inclinação em uma
unidade de produção na locação, na prática torna-se imperativo que este Teste possa ser
planejado e realizado com pequena probabilidade de interrupção. O estado de mar severo
109
deve ser tal que represente, para a distribuição de alturas da Bacia de Campos, uma janela
de excedência inferior a 20%. Partindo desta premissa, a tabela de Distribuição das Alturas
Significativas de Onda e Períodos do METOCEAN DATA para a Bacia de Campos [30]
apresentada na Tabela 7.9 indica que, para atender a este objetivo, o estado de mar severo
deve representar o limite superior da faixa de altura significativa de onda (Hs) de 2,0 a 2,5
m, ou seja 2,5 m, cuja excedência será de 18,2%. Os valores de excedência apresentados
são anuais, o que permite uma base de comparação mais conservativa. A consequência
desta constatação é que se torna possível aumentar sensivelmente a excedência para
determinado estado de mar se for considerado um período do ano favorável, como somente
o verão.
Tabela 7.9: Distribuição das Alturas Significativas de Onda e Períodos.
O estado de mar moderado tem por objetivo permitir uma base de comparação com
o severo [37], portanto deve representar o limite superior da faixa de Hs entre 1,0 e 1,5 m,
ou seja, 1,5 m, na Tabela 7.10 de distribuição das alturas individuais de onda e os períodos
3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 194 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20
0,0 0,5 0 0 1 0 0 1 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 3 0,02 0,0 99,98 8,80,5 1,0 0 20 25 59 87 41 18 13 14 7 3 5 1 0 0 0 0 293 2,15 2,2 97,83 7,851,0 1,5 1 157 431 541 725 469 247 224 197 83 18 13 12 3 4 0 0 3125 22,96 25,1 74,87 7,931,5 2,0 0 62 681 964 811 678 460 377 317 189 83 36 16 8 14 0 0 4696 34,51 59,6 40,36 8,262,0 2,5 0 1 169 565 565 431 343 282 300 209 89 33 16 13 6 1 0 3023 22,21 81,9 18,15 8,952,5 3,0 0 0 12 167 293 201 165 180 186 148 73 32 14 6 8 0 0 1485 10,91 92,8 7,24 9,693,0 3,5 0 0 1 28 88 87 71 73 102 73 35 22 15 3 5 1 0 604 4,44 97,2 2,8 10,413,5 4,0 0 0 0 0 14 22 26 32 41 44 20 12 9 2 2 0 0 224 1,65 98,9 1,15 11,334,0 4,5 0 0 0 0 0 4 12 17 13 22 14 10 5 1 1 0 0 99 0,73 99,6 0,42 12,064,5 5,0 0 0 0 0 0 0 2 7 4 9 8 4 5 0 0 0 0 39 0,29 99,9 0,13 12,635,0 5,5 0 0 0 0 0 0 1 1 3 1 4 2 1 0 0 0 0 13 0,1 100,0 0,03 12,685,5 6,0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 1 0 0 0 0 0 0 2 0,01 100,0 0,02 12,486,0 6,5 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 2 0 0 0 0 0 0 2 0,01 100,0 0,01 13,486,5 7,0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 100,0 0,01 0
1 240 1320 2324 2583 1934 1345 1206 1178 786 350 169 94 36 40 2 0 13608% Tp1 0,01 1,76 9,7 17,1 19 14,2 9,88 8,86 8,66 5,78 2,57 1,24 0,69 0,26 0,29 0,01 0
1,13 1,35 1,65 1,83 1,86 1,92 2,05 2,12 2,19 2,37 2,55 2,58 2,7 2,36 2,31 2,72 0Mean Hs1
Tp1 Médio
% Acum.
% Exced.
Ocorr. Tp1
% Hs1Ocorr,
Hs1Hs1
Tp1>
110
associados, cuja excedência será de 74,9%. Estes valores estão resumidos na Tabela 7.10 de
distribuição das alturas individuais de onda e os períodos associados,
As informações relativas à Distribuição das Alturas Significativas de Onda e
Períodos foram retiradas da I-ET-3000.00-1000-941-PPC-001, CAMPOS BASIN
METOCEAN DATA REV B [30].
Tabela 7.10: Distribuição das Alturas Individuais de Onda e os Períodos Associados na Bacia de Campos
0,0 0,5 0,0 0,0 100,0 8,80,5 1,0 2,2 2,2 97,8 7,91,0 1,5 23,0 25,1 74,9 7,91,5 2,0 34,5 59,6 40,4 8,32,0 2,5 22,2 81,9 18,2 9,02,5 3,0 10,9 92,8 7,2 9,73,0 3,5 4,4 97,2 2,8 10,43,5 4,0 1,7 98,9 1,2 11,3
Tp1 Médio
% Acum.
% Exced.
% Hs1
Hs1
Tp1>
As informações de estado de mar de interesse dos ensaios do grupo que servirá de
base para as análises dependentes da influência das ondas estão resumidas na Tabela 7.11
abaixo.
111
Tabela 7.11: Ensaios X Parâmetros de Onda.
TNW0 SEM ONDAS NA NATNWM MODERADO 1,5 7,9TNWX SEVERO 2,5 9,0
PERÍODO MÉDIO Tp (s)
ALTURA SIG. ONDA Hs (m)
REFERÊNCIA ENSAIO
ESTADO DEMAR
Estes três ensaios serão executados com o modelo na mesma condição de
carregamento inicial repetindo-se exatamente a mesma sequência de momentos inclinantes,
ou movimentos de adição e retirada de pesos, conforme será descrito em detalhe adiante.
Desta forma será possível avaliar e quantificar a influência das ondas, tanto em um estado
de mar moderado quanto severo, na variação das medidas de inclinações e calados.
7.9 TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO CONVENCIONAL – TCON:
O Teste de Inclinação convencional se baseia na correlação entre momentos
inclinantes e ângulos denominada de Pequenos Ângulos. Esta correlação impõe que o
deslocamento da unidade se mantenha constante, portanto todos os momentos inclinantes
serão gerados apenas com a movimentação de pesos no convés da unidade, segundo a
coluna “MOMENTO DE CADA EXPERIMENTO (t.m)” da Tabela 7.12. A sequência de
momentos e ângulos desta tabela é usual para Testes de Inclinação convencionais, também
motivado pelo método de correlação utilizado. Como a aproximação de Pequenos Ângulos
apresenta erros progressivamente maiores quanto maior for o ângulo (ver Seção 4.1), e
112
estes erros são simétricos em sinal com relação à origem, é usual gerar inclinações nos dois
sentidos, como bombordo e boreste, e buscar ângulos menores nos experimentos.
Como em qualquer Teste de Inclinação convencional, os momentos aplicados no
ensaio podem variar em até 20% dos momentos apresentados no Programa do Teste,
apresentados na Tabela 7.12, já que o importante não é atingir inclinações predeterminadas,
mas estabelecer a correlação entre os momentos inclinantes e os ângulos resultantes.
Tabela 7.12: TCON - Teste Inclinação Estático Convencional.
EX
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0 - 0 0 01 BB 2 5000 50002 BB 5 7600 126003 BB 3 -5100 75004 BE -2 -12500 -50005 BE -5 -7600 -126006 BE -3 5100 -75007 - 0 7500 0
TCON - TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO CONVENCIONAL
MOMENTOS por TRANSLAÇÃO LATERAL DE PESOS
SEM AMARRAÇÃO OU RISERS CONECTADOS
113
A sequência das ações e eventos do ensaio estático convencional está listada abaixo:
1. Colocar a unidade no carregamento inicial, incluindo os pesos usados
para gerar as inclinações desejadas, conforme descrito na Seção 7.3;
2. Aferir a massa dos pesos que serão utilizados para gerar os momentos
inclinantes;
3. Posicionar os pesos no convés de forma que seja possível gerar os
momentos apresentados na coluna “MOMENTO DE CADA
EXPERIMENTO” da Tabela 7.12 apenas com deslocamento transversal
e que a banda e o trim fiquem próximos de zero;
4. Registrar a posição de cada peso adicionado;
5. Medir calados visualmente;
6. Iniciar medição das inclinações (banda e trim) e dos calados (pressão e ótico);
7. Realizar movimentação de peso(s) referente ao Experimento 1 da
Tabela 7.12;
8. Medir a nova posição do(s) peso(s) movimentado(s);
9. Medir as inclinações e os calados por 30 minutos;
10. Realizar movimentação de peso(s) referente próximo Experimento da
Tabela 7.12;
11. Repetir as etapas 8. a 10. até realizar o Experimento 7 da 7.12;
12. Medir os calados visualmente – Fim do ensaio.
7.10 TESTE INCLINAÇÃO SEGUNDO PROPOSTA ALTERNATIVA:
Os ensaios Segundo a Proposta Alternativa não mais dependem de uma correlação
específica, como a de Pequenos Ângulos, entre o momento inclinante e a inclinação
114
resultante, mas de uma metodologia empírica de relacionar um carregamento qualquer a
uma única condição de equilíbrio que atende a este carregamento.
A principal consequência disto é que para gerar um “experimento” que resultará em
uma mudança de inclinação, que por depender do VCG permite medi-lo, basta alterar o
carregamento de forma a deslocar o Centro de Gravidade no plano horizontal. Isto acaba
com a obrigatoriedade de manter o deslocamento constante e assim permite gerar
momentos inclinantes com a retirada e adição de pesos, o que apresenta as vantagens
descritas na Seção 5.3. Outra consequência disto é que cada experimento é auto-suficiente e
tão preciso como qualquer outro. Por isto, um dos objetivos destes ensaios é justamente
verificar, a partir da sistemática apresentada no Capítulo 5, quantos experimentos serão
necessários para que a diferença entre os valores sucessivos de VCG vá convergir até o
limite aceitável. Inclusive, o formato de usar sete experimentos, conforme detalhado na
Tabela 7.13, foi copiado do Teste de Inclinação convencional somente como referência, e
será questionado e adaptado a partir da análise destes ensaios.
Serão realizados quatro ensaios (TNWO, TNWM, TNWX e TNSC) com
exatamente a mesma sequência de adições e retiradas de pesos, descrita a seguir, diferindo
entre cada ensaio se os sistemas de risers e amarração estão conectados e qual o estado de
mar ao qual o modelo estará sujeito. A sequência de momentos inclinantes será fruto da
correspondente adição e retirada de pesos no convés da unidade, segundo a coluna
“MOMENTO DE CADA EXPERIMENTO (t.m)” da Tabela 7.13 abaixo. De forma
análoga ao Teste de Inclinação convencional, os momentos aplicados no ensaio podem
115
variar em até 20% dos momentos apresentados na tabela, desde que mantido o
deslocamento inicial conforme estabelecido no procedimento.
O tempo de aquisição das variáveis foi estabelecido com base na análise efetuada no
Capítulo 5.1.
Tabela 7.13: Momentos e movimentação de pesos p/ o Teste segundo o método alternativo
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0 - 0 - - 0 01 BB - VANTE 2 ADIÇÃO BB - VANTE 4300 43002 BB - VANTE 5 RETIRADA BE - RÉ 6700 110003 BB - VANTE 3 ADIÇÃO BE - RÉ -4500 65004 BE - RÉ -2 RETIRADA BB - VANTE -10800 -43005 BE - RÉ -5 ADIÇÃO BE - RÉ -6700 -110006 BE - RÉ -3 RETIRADA BE - RÉ 4500 -65007 - 0 ADIÇÃO BB - VANTE 6500 0
TNWO / TNWM / TNWX / TNSC - TESTE INCLINAÇÃO PROPOS TA ALTERNATIVA
MOMENTOS por ADIÇÃO e RETIRADA de PESOS
SISTEMAS de AMARRAÇÃO e RISERS CONECTADOS
116
7.10.1 ENSAIOS COM RISERS E AMARRAÇÃO CONECTADOS:
Cada ensaio deste grupo (TNWO, TNWM e TNWX) deverá iniciar com a unidade
no deslocamento de 36193 t e calado de 23,1 m, incluindo os pesos utilizados para gerar os
momentos inclinantes, e com banda e trim o mais próximo possível de zero.
O diferencial entre os três ensaios com os sistemas de amarração e risers conectados
é o estado de mar incidente no modelo, conforme explicado na Seção 7.7, sendo o ensaio
TNW0 sem ondas. Para que cada estado de mar possa ser reproduzido corretamente no
tanque de provas torna-se necessário definir os parâmetros de altura significativa H S
,
período de pico T p e o fator gamma, definido através da relação T p
)491,0(4,6
−×=γ , cujos
valores estão listados na Tabela 7.14.
Tabela 7.14: Parâmetros de estado dos ensaios TNWM e TNWX.
TNW0 SEM ONDAS NA NA NA NATNWM MODERADO JONSWAP 1,5 7,9 2,315TNWX SEVERO JONSWAP 2,5 9,0 2,182
ALTURA SIG.
ONDA Hs (m)
PERÍODO MÉDIO Tp (s)
GAMMAREFERÊNCIA
ENSAIOESTADO DE
MARDISTRIBUIÇÃO
ESPECTRAL
A sequência de ações e eventos dos ensaios realizados segundo proposta alternativa
com a amarração e os risers conectados e iniciando pelo ensaio TNW0, considerando o
estado de mar incidente, será:
117
1. Aferir a massa dos pesos que serão utilizados para gerar os momentos
inclinantes;
2. Posicionar os pesos no convés de forma que seja possível gerar os
momentos apresentados na Tabela 7.13, permitindo que a banda e o trim
inicial estejam próximos de zero, o deslocamento seja de 36193 t e o
calado de 23,1 m;
3. Registrar a posição de cada peso adicionado;
4. Medir calados visualmente;
5. Iniciar medição das inclinações (banda e trim) e dos calados (pressão e
ótico);
6. Realizar a retirada ou a adição de peso(s) referente ao Experimento 1,
ou experimento subsequente ao anteriormente realizado, da Tabela 7.13;
7. Registrar a massa e posição do(s) peso(s) movimentado(s);
8. Medir as inclinações (banda e trim) e calados por 60 minutos;
9. Repetir as etapas 6. a 8. até realizar o Experimento 7;
10. Retornar ao mesmo carregamento da etapa 2., estabelecer no tanque o
estado de mar referente ao ensaio TNWM (Tabela 7.14) e repetir as
etapas 6. a 9.;
11. Retornar ao mesmo carregamento da etapa 2., estabelecer no tanque o
estado de mar referente ao ensaio TNWX (Tabela 7.14) e repetir as
etapas 6. a 9.;
12. Terminado o ensaio TNWX, desligar o batedor de ondas e medir os
calados visualmente – Fim do ensaio.
7.10.2 ENSAIO SEM RISERS E AMARRAÇÃO CONECTADOS:
O ensaio (TNSC) será realizado exatamente da mesma forma que o ensaio TNW0,
apenas sem os sistemas de riser e amarração estarem conectados. A condição de
carregamento para este ensaio está descrita na Seção 7.3 e poderá ser realizado antes ou
118
depois dos ensaios com amarração e risers conectados. Todos os ensaios devem iniciar com
banda e trim o mais próximo possível de zero.
7.11 INSTRUMENTAÇÃO:
Usualmente, um ensaio em Tanque de Prova tem por objetivo inferir qual será o
comportamento de embarcações ou estruturas reais em determinadas condições através da
extrapolação dos resultados de ensaios em modelos reduzidos. Neste caso, o Tanque irá
utilizar a instrumentação disponível que lhe permita medir o comportamento do modelo da
forma mais precisa possível.
Mas este conjunto de ensaios tem por objetivo viabilizar um “ensaio” realizado em
escala real, denominado de Teste de Inclinação, que precisa utilizar instrumentação e
procedimentos de medição específicos, e neste caso não usuais. A consequência disto,
explicitada em “Objetivos” (Seção 7.1) deste Capítulo, é que um dos objetivos destes
ensaios é de testar e ajustar os sistemas de medição não convencionais que serão usados no
procedimento proposto. Estes sistemas são descritos em detalhes no capítulo 6 -
MÉTODOS DE MEDIÇÃO ALTERNATIVOS.
A instrumentação e os procedimentos de medição específicos e não usuais que serão
avaliados estão descritos a seguir.
119
7.11.1 MEDIÇÃO DA INCLINAÇÃO:
O Teste de Inclinação convencional tem a sua execução condicionada a condições
de vento e ondas amenas, que impõe que seja executado em águas abrigadas. Em termos
gerais, o consenso é que o Teste não seja realizado em um estado de mar acima de 2 na
escala Beaufort, o que significa ventos de até 6 nós e ondas até 0,5 metros de altura. O
objetivo é limitar os movimentos transientes de roll, pitch e heave de forma que a amplitude
da variação da inclinação causada por estes movimentos seja pequena comparada à
inclinação estática, geralmente banda, que se quer medir. Nestas condições, é factível medir
as inclinações estáticas no Teste de Inclinação convencional visualmente, usando pêndulos
ou tubos em “U” com um líquido [41 e 42]. Estes equipamentos medem somente a
inclinação relativa, a partir da sua posição inicial, o que impõe que o trim e a banda inicial
da unidade sejam determinados pela leitura dos calados.
Na sistemática proposta neste trabalho o Teste de Inclinação será realizado na
locação. Consequentemente, para tornar viável a sua execução será necessário que seja
realizado em condições meteoceanográficas onde os movimentos transientes de roll, pitch e
heave causarão uma variação da inclinação que não poderá ser desprezada quando
comparada à inclinação estática que se quer medir. Portanto, será necessário filtrar estas
inclinações transientes para obter a inclinação permanente ou estática, e consequentemente
medir as inclinações com a precisão e frequência adequadas e registrá-las para que sejam
tratadas.
120
Este processo de medição e registro impõe que seja utilizado equipamento
eletrônico de alta precisão. No Tanque de Provas, onde existe um “referencial” inercial,
será usado um sistema ótico através do qual sensores presos ao tanque medem o
deslocamento do modelo nos seis graus de liberdade.
No Teste de Inclinação executado na locação não haverá um referencial inercial
que viabilize o uso do sistema ótico, portanto será necessário utilizar uma unidade de
referência de movimentos (MRU – Motion Reference Unit). Este é um equipamento que
utiliza acelerômetros para determinar os deslocamentos, velocidades e as acelerações
relativas do corpo onde é montado. Quando estes acelerômetros são acoplados a
giroscópios, o sistema se torna uma unidade de medição inercial (IMU – Inertial
Measurement Unit), fornecendo medidas de aproamento em relação ao Norte verdadeiro,
roll, pitch, yaw, heave, surge e sway. Existem diversos equipamentos deste tipo instalados
em unidades da Petrobras, porem como referência para este trabalho será analisado o IMU
da marca OCTANS® instalado na P-52 (Apêndice B). Esse equipamento é constituído por
três acelerômetros, três giroscópios de fibra óptica e um computador em tempo real
formando uma Unidade Inercial de Medição, permitindo uma acurácia dinâmica na medida
da inclinação de roll e pitch de 0,01º, para uma amplitude de + ou – 90º, e uma resolução de
0,001º. Este desempenho atende plenamente aos requisitos necessários à sistemática
proposta.
121
7.11.2 MEDIÇÃO DOS CALADOS:
A medição dos calados tem por objetivo determinar o deslocamento da unidade,
tanto no Teste de Inclinação convencional como na sistemática alternativa proposta aqui.
Conforme explicado na Seção 7.11.1, no Teste convencional, a medida da inclinação é
relativa, impondo que a banda e o trim iniciais da unidade, necessários para a determinação
do TCG e do LCG da condição do teste, também sejam determinados pela leitura dos
calados. Como o Teste convencional é realizado em águas abrigadas, esta leitura de calados
é feita por observação direta do nível do mar nas marcas de calado usando pequenas
embarcações.
Na nova sistemática proposta aqui não será factível medir calados localmente
usando pequenas embarcações, principalmente por motivos de segurança. Por isto as
opções que estão sendo estudadas e serão aplicadas nestes ensaios são a medida de calados
por pressão e a medida por sistemas óticos. Estas opções para a medição de calados estão
descritas em detalhes no capítulo 6 - MÉTODOS DE MEDIÇÃO ALTERNATIVOS.
Os calados serão monitorados por sensores de pressão ao longo de todos os ensaios.
Estes sensores serão posicionados na face interna dos submarinos do modelo, próximo das
colunas na direção da coluna diametralmente oposta. Todos devem estar na mesma posição
relativa e simetricamente espelhada da sua coluna. Os sensores devem ter uma faixa de
operação entre 5 e 10 bar e precisão mínima de 0,5%.
122
A medição ótica dos calados será realizada por câmaras fotográficas ou filmadoras
posicionada da forma mais próxima possível da linha dágua, alinhadas transversalmente a
cada face da coluna onde estão as marcas de calado do modelo. As fotos ou as filmagens
devem ser realizadas de forma que seja possível extrair imagens estáticas a intervalos
aleatórios entre 1 e 3 segundos, para garantir que não estarão em fase com a oscilação da
superfície da água na coluna.
123
8 RESULTADOS DOS ENSAIOS EM TANQUE DE PROVAS:
Os ensaios foram realizados no IPT em São Paulo, cujas características físicas e dos
seus equipamentos de interesse estão descritas no Apêndice E. Após um período de
preparativos intermitentes de aproximadamente duas semanas, os ensaios foram
efetivamente realizados nos dias 5 a 7 e 10 a 14 de maio de 2010. Os preparativos são
basicamente o ajuste do deslocamento, do centro de gravidade e das inércias, conforme será
descrito abaixo. Esta etapa também serviu para determinar o centro de gravidade, que é na
verdade o ensaio AFER.
Os ensaios propriamente ditos foram executados no tanque de arraste a
aproximadamente 50 m do batedor de ondas. Esta é a distância mínima necessária para que
as ondas geradas pelo batedor atinjam a distribuição desejada na região do modelo e
também permita o maior tempo de Teste possível, considerando que, apesar do amortecedor
de ondas (“praia”) colocado após o modelo alguma reflexão sempre existe na extremidade
do tanque o que muda a distribuição das ondas ao chegar na região do modelo.
Todas as informações e análises do ensaio foram realizadas com base no relatório
do IPT ([31]).
124
8.1 AFERIÇÃO DO CG – AFER:
Na realidade o processo de aferição do centro de gravidade do modelo é uma rotina
padrão em um tanque de provas, já que é fundamental que este modelo tenha as
características de massa, tanto centro de gravidade como as inércias, corretas para garantir
que o seu comportamento estático e dinâmico tenha a relação esperada com a estrutura em
escala real. Os valores de calado, deslocamento, centro de gravidade e as inércias nos 3
eixos de rotação (roll, pitch e yaw) que o modelo deve apresentar estão definidas na Tabela
7.2.
O primeiro passo deste processo é posicionar pesos com massas conhecidas em
quantidade necessária para garantir o deslocamento de projeto. Estes pesos devem ser
preferencialmente distribuídos de forma que tenha liberdade de movimento horizontal (ex.:
no convés), ou vertical, dentro das colunas que são ocas. Depois de garantir o deslocamento
é necessário movimentar os pesos para que as coordenadas do centro de gravidade sejam as
especificadas, no caso LCG = TCG = 0, e VCG = 20,28 m (Tabela 7.2). Garantidas as
coordenadas do centro de gravidade é necessário ajustar as inércias, processo laborioso
onde os pesos são movimentados de forma simétrica ao eixo da inércia que se está
ajustando para aumentar ou reduzir a mesma sem alterar as coordenadas do centro de
gravidade. Para finalmente ajustar a inércia de roll e pitch foi necessário elevar os pesos
acima do convés, apoiando-os em suportes de poliuretano (ver Figura 8.1).
Nestes ensaios o IPT usou dois métodos distintos de forma complementar, conforme
descrito abaixo, o primeiro sendo o Método das Facas e o segundo a Balança de Inércia.
125
Em ambos os métodos, esta aferição foi realizada com o modelo contendo a massa de 500 g
usada no Teste convencional e as massas de 400 g em BB-VANTE e 220 g em BE-RÉ
usadas nos ensaios alternativos.
8.1.1 MÉTODO DAS FACAS:
Este método consiste em duas balanças de precisão onde o modelo é apoiado (ver
Figura 8.1) em cima de lâminas com arestas finas chamadas “facas”, uma em cada balança,
por sua vez apoiadas em blocos de madeira. Estas lâminas são posicionadas de forma
transversal ao referencial do centro de gravidade que se quer determinar, sendo registrado o
peso sobre cada balança e a distância da “faca” a alguma referência do modelo.
Figura 8.1: Determinação do CG pelo método da faca.
Medindo-se a força exercida em cada balança e o seu ponto de aplicação na
coordenada de interesse determina-se a coordenada do centro de gravidade. A Figura 8.2
abaixo representa a determinação do TCG do modelo, onde as arestas de apoio foram
126
posicionadas paralelas à linha de centro do modelo e o parâmetro de referência para este
bordo foi a distância da lâmina ao costado do pontoon.
Figura 8.2: Detalhe do suporte da faca e do parâmetro de referência.
Através deste método foi realizado o ajuste do peso total e das coordenadas do CG,
que tem por objetivo “zerar” o LCG e o TCG e atingir o VCG da Tabela 7.2, resultando nos
valores da Tabela 8.1 abaixo. Este método permite determinar as características do CG com
o mínimo de variáveis já que prescinde da medida de ângulos e precisa descontar apenas a
massa dos dois suportes de madeira e das facas, ao contrário do método da balança, onde é
necessário medir ângulos e descontar as massas da balança em si e as usadas para gerar
momentos. De qualquer forma o método da balança é imprescindível para ajustar as
inércias já que o da faca é estático.
127
Tabela 8.1:Determinação do ∆, LCG, TCG e VCG pelo MÉTODO da FACA (escala do modelo).
PARÂMETRO VALORLCG (m) 0,0045TCG (m) 0,0035VCG (m) 0,2075∆ (kgf) 35,660
MÉTODO da FACADETERMINAÇÃO do PESO e CG
do MODELO
A verificação dos parâmetros de LCG, TCG, VCG e deslocamento do modelo tem
como principal finalidade garantir que o calado, a banda e o trim iniciais do modelo estejam
suficientemente próximos dos valores estabelecidos para os ensaios, mas para ser coerente
com a sistemática usual de execução de Testes de Inclinação, estes 3 parâmetros serão
definidos a partir das leituras de calado iniciais de cada ensaio. O deslocamento será
calculado determinando-se o calado equivalente a partir dos calados medidos e
multiplicando-se o deslocamento volumétrico correspondente nas hidrostáticas pela
densidade medida da água no tanque. Já o LCG e o TCG da condição de Teste são
calculados pela banda e trim iniciais, tendo o VCG final da condição de Teste como
parâmetro.
O valor do VCG obtido deste método, que na escala real representa 20,75 m,
comparando com o VCG de referência de 20,28 m resulta em um desvio de 2,32%. Este
desvio é aceitável segundo os requisitos do IPT sendo necessário ressaltar que o valor
apurado de VCG de 20,75 m passa a ser a referência, ou o benchmark, para comparar com
os ensaios que serão executados.
128
8.1.2 MÉTODO DA BALANÇA DE INÉRCIA:
A balança de inércia é uma estrutura em alumínio pivotada em dois apoios com
baixíssimo atrito que permite que um corpo apoiado nela gire livremente (ver Figura 8.3
abaixo). As medidas de inércia são realizadas colocando-se o modelo com o seu eixo de
interesse, que no caso da Figura 8.3 é o eixo Z para determinar a inércia em yaw, paralelo
ao eixo da balança. O conjunto modelo e balança sofre uma rotação e é solto para balançar
livremente até parar. A inclinação da balança é então monitorado por um inclinômetro e
registrado digitalmente para dele extrair o período natural que fornece o raio de giro e a
inércia do conjunto. A determinação da inércia do modelo é o resultado da inércia do
conjunto menos as inércias da mesa e a de massa do modelo, já que o seu eixo não coincide
com o eixo de giro da mesa. Naturalmente este medição tem que estar conjugada a
determinação da coordenada do CG do modelo para determinar a inércia da unidade como
um todo a ser descontada. No caso da aferição na Figura 8.3, a coordenada de interesse é o
TCG.
Também é possível determinar as coordenadas do CG na balança de inércia, sendo
necessário apoiar o modelo com o eixo da coordenada que se deseja aferir transversal ao
eixo de giro da mesa. O ângulo da mesma é medido enquanto um peso com massa bem
determinada é colocado em um ponto específico na borda da mesa (ver Figura 8.3). O
conjunto mesa, modelo e peso então gira livremente até encontrar novo ponto de equilíbrio.
Com os ângulos inicial e final é possível determinar a coordenada do CG do conjunto
modelo e mesa no eixo horizontal perpendicular ao eixo da mesa por simples relação
129
trigonométrica. Como o peso e o CG da mesa são bem conhecidos o seu efeito é
descontado para se obter o CG do modelo. Este processo é repetido com massas de 1,000
kgf, 2,000 kgf e 5,132 kgf para garantir a precisão da medida.
Figura 8.3: Determinação do LCG na Balança de Inércia.
Os valores de VCG para cada uma da três aferições e a média estão resumidos na
Tabela 8.2 abaixo, fornecendo o valor aferido do VCG de 0,2094 m.
Tabela 8.2: Determinação do VCG p/ BALANÇA INERCIAL (escala do modelo).
MASSA DOS PESOS
(kgf)
VCG(m)
1,000 0,20682,000 0,20975,132 0,2117
MÉDIA => 0,2094
DETERMINAÇÃO DO VCG p/ BALANÇA INERCIAL
130
Esta aferição serve como suporte a verificação do VCG através do método das
facas, que será usado como valor de referência neste trabalho conforme a aferição descrita
acima. A diferença entre os valores de VCG obtidos pelos dois métodos pode parecer alto
na escala real mas representa menos que 2 mm na escala do modelo.
8.2 TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO CONVENCIONAL - TCON:
Foram realizados três ensaios de Teste de Inclinação convencional idênticos
segundo procedimento do Tanque de Provas. O desenvolvimento dos cálculos para um dos
ensaios será apresentado de forma resumida abaixo juntamente com os resultados dos três
ensaios. O resultado apresentado abaixo se refere ao ensaio denominado
“InConvencional01M” pelo Tanque de Provas.
Os momentos inclinantes especificados na Tabela 7.12 foram obtidos através da
translação sobre o convés no plano da seção mestra de uma massa de 500 t nas posições
10,05 m, 14,97 m e 25,32 m.
Inicialmente foram determinados o deslocamento, a banda e o trim a partir dos
calados medidos através do método ótico. O sistema de medição de calados através deste
método será apresentado no Capítulo 8.4.1. Estes calados iniciais e as coordenadas das
marcas constam da Tabela 8.3 abaixo e foram resultados da média dos três ensaios, sendo
cada calado em cada ensaio calculado pela média de diversas medidas onde o desvio padrão
máximo é 0,051.
131
Tabela 8.3: Calados iniciais e coordenadas das marcas.
LONG. (m)
TRANSV. (m)
VA-BE 20,10 -29,80 23,61VA-BB 20,10 30,30 24,04RE-BE -20,10 -29,90 23,41RE-BB -20,10 29,80 23,80
MARCA CALADO
CALADOS (m)
COORDENADAS
A partir destes calados foi determinado o calado equivalente de 23,713 m, o
deslocamento considerando a densidade medida da água do Tanque e a coordenada
transversal do metacentro (KMt) a partir das hidrostáticas, conforme apresentado na Tabela
8.4 abaixo. Como o peso aferido do modelo foi de 35660 g, ou 35660 t na escala do
protótipo, a diferença entre este valor e o calculado pelos calados é de 0,04%.
Tabela 8.4 Deslocamento e KMt.
DESL. (m^3) 35.739,49DENS. (t/m^3) 0,99814
DESL. (t) 35673,01KMT (m) 24,18
HIDROSTÁTICAS
Os momentos e ângulos medidos no Teste estão apresentados na Tabela 8.5 abaixo,
junto com os resultados da regressão linear, cujo coeficiente de regressão R2= 0,9997. Os
pares momento x tangente da inclinação e a reta da regressão linear estão representadas
graficamente na Figura 8.4.
132
Tabela 8.5: Resultados do Teste de Inclinação convencional.
RESULTADO TESTE INCLINAÇÃO CONVENCIONAL
-0,10
-0,08
-0,06
-0,04
-0,02
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000 15000
MOMENTO (t.m)
TA
NG
EN
TE
INC
LIN
AÇ
ÃO
(g
raus
)
VALORES MEDIDOS REGRESSÃO LINEAR
Figura 8.4: Pares momento x tangente e a regressão linear do 1º ensaio do Teste
Convencional.
A partir do coeficiente “b” da regressão linear e do deslocamento foram
determinados o GM = 4,53 m e o KG = 19,65 m. Este processo foi repetido para os outros
dois ensaios resultando nos valores de KG e na média geral apresentados na Tabela 8.6
abaixo. A diferença relativa entre a média dos 3 ensaios KG = 19,63 m e o valor de
referência de 20,75 m foi de 1,31 m, ou 6,3%.
BRAÇO (m) PESO (t)MOM. (t.m)
INICIAL 0,00 0,00 500,00 0,00 0,0001 -1,74 -10,15 500,00 -5075,00 -0,0302 -4,51 -25,42 500,00 -12710,00 -0,0793 -2,66 -15,07 500,00 -7535,00 -0,0464 0,05 0,00 500,00 0,00 0,0015 1,84 9,95 500,00 4975,00 0,0326 4,50 25,22 500,00 12610,00 0,0797 2,56 14,87 500,00 7435,00 0,045
m b0,000006 0,000295
BANDA (graus)
TANGENTE (graus)
CONDI- ÇÃO
MOMENTO INCLINANTE (t.m)
REGRESSÃO LINEAR
133
Tabela 8.6: Resumo do Resultado do Teste Convencional.
1º ENSAIO 19,652º ENSAIO 19,543º ENSAIO 19,69
MÉDIA 19,63DESV. PADRÃO 0,07
KG CALCULADO (m)
A comparação relevante para a estabilidade da unidade não deve ser efetivamente
entre o VCG, que depende do referencial. Um bom exemplo disto são unidades de
posicionamento dinâmico (DP) cujo referencial para as coordenadas verticais é
determinado pelos propulsores azimutais abaixo dos pontoons. O parâmetro realmente
relevante para comparar a estabilidade neste caso é a altura metacêntrica GM, no caso
escolheremos a transversal GMt. Sendo assim, para o valor referência de VCG= 20,75 m e
o KMt= 24,18 m definido pelo calado, será utilizado como base de comparação o GMt=
3,43 m. Portanto, para o ensaio convencional, VCG= 19.63 m, GMt= 4,43 m, que implica
em uma diferença de 1,10 m ou 32%.
8.3 TESTE INCLINAÇÃO ESTÁTICO NOVA PROPOSTA – TNW0:
O Teste de Inclinação segundo o procedimento alternativo sem cargas de amarração
e risers e sem ondas também foi repetido três vezes seguindo a sistemática do tanque. Os
momentos inclinantes especificados para este Teste, apresentados na Tabela 7.13, que serão
134
gerados com a adição e a retirada de pesos foi obtido com os movimentos de massa
apresentados na Tabela 8.7 abaixo, incluindo os respectivos resultados de cada alteração do
carregamento e os ângulos de banda e trim resultantes. É importante ressaltar que esta
mesma sequência de alterações no carregamento foi repetida para todos os ensaios com o
método alternativo, mesmo com amarração e risers conectado e ondas incidentes.
Tabela 8.7: Resumo das Alterações de Carregamentos dos Testes Alternativos.
CONDIÇÃO PESO (t) VCG (m) MV (m.t) TCG (m) MT (m.t) LCG ( m) ML (m.t)BANDA (graus)
TRIM (graus)
INICIAL 35676,45 20,75 740286,23 0,023 812,0986 0,010 367,55 0,381 0,306 + 150 t em BB-VANTE 150,00 42,30 6345 20,00 3000 20,10 3015,00
FINAL EXP 1 35826,45 20,84023 746631,23 0,1064046 3812,10 0,094414891 3382,55 1,47 1,87 - 220 t em BE-RÉ -220,00 42,30 -9306 -20,00 4400 -20,10 4422,00
FINAL EXP 2 35606,45 20,70763 737325,23 0,2306352 8212,10 0,219189247 7804,55 2,91 3,86 + 150 t em BE-RÉ 150,00 42,30 6345 -20,00 -3000 -20,10 -3015,00
FINAL EXP 3 35756,45 20,79822 743670,23 0,1457667 5212,10 0,133949275 4789,55 1,95 2,54 - 400 t em BB-VANTE -400,00 42,30 -16920 20,00 -8000 20,10 -8040,00
FINAL EXP 4 35356,45 20,55496 726750,23 -0,0788513 -2787,90 -0,091933737 -3250,45 -0,85 -1,41 + 220 kg em BE-RÉ 220,00 42,30 9306 -20,00 -4400 -20,10 -4422,00
FINAL EXP 5 35576,45 20,68943 736056,23 -0,202041 -7187,90 -0,215660955 -7672,45 -2,39 -3,52 - 150 kg em BE-RÉ -150,00 42,30 -6345 -20,00 3000 -20,10 3015,00
FINAL EXP 6 35426,45 20,59792 729711,23 -0,118214 -4187,90 -0,131468176 -4657,45 -1,35 -2,09 + 250 kg em BB-VANTE 250,00 42,30 10575 20,00 5000 20,10 5025,00
FINAL EXP 7 35676,45 20,75 740286,23 0,0227629 812,10 0,010302313 367,55 0,37 0,31
O modelo MG da P-18 usado neste trabalho é o modelo oficial da unidade que foi
aferido através da sistemática apresentada no Apêndice F aplicada a modelos numéricos
usados para prestar apoio a emergências navais. Esta sistemática determina que as
propriedades hidrostáticas constantes da documentação certificada deverão ser comparadas
com as informações calculadas pelo código SSTAB. Caso sejam constatadas diferenças
superiores a 0,5% (meio por cento), os motivos da diferença deverão ser apresentados e
aceitos ou o modelo corrigido.
135
8.3.1 TESTE ALTERNATIVO SEM ONDA, RISERS E AMARRAÇÃO:
A sistemática para determinar o VCG no procedimento alternativo que será
utilizado aqui tem por base a Seção 5.6 “FLUXOGRAMA DE EXECUÇÃO DO TESTE
DE INCLINAÇÃO”. Este fluxograma foi definido para ser aplicado durante o Teste de
Inclinação, onde cada “experimento” ou alteração de carregamento é um passo da
sistemática e o processo de busca do VCG ótimo automatizado.
Não seria viável condicionar a cronologia do ensaio à aplicação do fluxograma
durante a sua execução, mas isto não implica em problemas já que o principal motivo seria
de verificar a consistência do Teste, principalmente para perceber e sanar o surgimento de
momentos ou alterações de carregamento espúrios que não ocorrem no ambiente controlado
do ensaio.
Foram utilizados a versão 3.41.5 do SSTAB e o modelo da P-18 que consta no site
do GIEN, portanto foi verificado pela Sociedade Classificadora da unidade.
A semelhança do que foi feito para o Teste convencional será utilizado como base o
primeiro ensaio do conjunto de três: denominado pelo Tanque de InAlternativo04M.
Basicamente o processo foi definir um KG inicial determinar LCG e TCG para este KG, o
deslocamento, a banda e o trim iniciais e alterar o carregamento. A banda e trim resultantes
são comparadas as da Tabela 8.7 e se as diferenças forem significativas o KG inicial será
alterado e a iteração realizada novamente. Obviamente, o KG sofreria aumento se as
inclinações calculadas estivessem menores que as medidas e reduzido caso contrário.
136
Partindo da premissa que a convergência para banda e trim se daria com taxas bem
semelhantes, o plano era convergir de forma que um destes parâmetros estivesse acima do
requerido e outro abaixo, para minimizar as diferenças que previsivelmente seriam
pequenas.
Ao perseguir a convergência descrita acima se constatou que ajustar o KG para
minimizar o erro em banda implica em grandes diferenças nos valores de trim, conforme
pode ser contatado na Tabela 8.8. Segundo os resultados desta tabela, uma diferença média
nos experimentos em banda otimizada de 0,10% implica em uma diferença acumulada em
trim de -14,67% para o KG otimizado de 19,65 m. O fato dos ângulos calculados pelo
SSTAB estarem abaixo dos medidos no ensaio em trim quando se força a convergência em
banda significa que a rigidez para trim em relação à banda da plataforma modelada no
SSTAB é maior que a do modelo ensaiado.
Tabela 8.8: Sequência de experimentos com o KG ótimo para a banda.
EXPERIMENTOKG(m)
BANDA (graus)
DIF % (*)TRIM
(graus)DIF % (*)
SOMA DIFs %
EXP 1 19,654 -1,467 -0,20% 1,616 -13,58% 13,8%EXP 2 19,654 -2,907 -0,10% 3,338 -13,52% 13,6%EXP 3 19,654 -1,947 -0,15% 2,193 -13,66% 13,8%EXP 4 19,654 0,863 1,53% -1,179 -16,38% 17,9%EXP 5 19,654 2,383 -0,29% -3,008 -14,55% 14,8%EXP 6 19,654 1,348 -0,15% -1,761 -15,74% 15,9%
MÉDIA= 0,10% MÉDIA= -14,57% 14,98%(*) Diferenças relativas ao ângulos medidos no ensaio.
Em face destes problemas, para se obter o valor de KG deste conjunto de ensaio se
optou por efetuar a mesma análise realizada para banda (Tabela 8.8), mas com o objetivo
137
de convergir o trim, e assumir que a média destes dois valores de KG seja o que represente
melhor o ensaio ou que tenha a melhor convergência. Os resultados da análise convergindo
o trim estão apresentados na Tabela 8.9 abaixo. Segundo os resultados desta tabela, uma
diferença média nos experimentos em trim otimizada de 0,12% implica em uma diferença
acumulada em banda de 15,42% para o KG otimizado de 19,65 m. A conclusão sobre a
relação entre as rigidezes em banda e trim se confirma pois o fato dos ângulos calculados
pelo SSTAB estarem acima dos medidos no ensaio em banda quando se força a
convergência em trim significa que a rigidez para trim em relação a banda é menor no
modelo usado pelo SSTAB do que no modelo ensaiado.
Tabela 8.9: Sequência de experimentos com o KG ótimo para a trim.
EXPERIMENTOKG
(PESO LEVE)
BANDA DIF % (*) TRIM DIF % (*)SOMA DIFs %
EXP 1 20,231 -1,626 10,61% 1,855 -0,80% 11,4%EXP 2 20,231 -3,234 11,13% 3,825 -0,91% 12,0%EXP 3 20,231 -2,167 11,13% 2,523 -0,67% 11,8%EXP 4 20,231 1,037 22,00% -1,431 1,49% 23,5%EXP 5 20,231 2,747 14,94% -3,548 0,80% 15,7%EXP 6 20,231 1,583 17,26% -2,107 0,81% 18,1%
MÉDIA= 14,51% MÉDIA= 0,12% 15,42%(*) Diferenças entre ângulos medidos no ensaio e ângulos pela simulação do SSTAB.
A média entre o KG resultado da convergência para trim e para banda é 19,94 m e a
partir deste parâmetro foram recalculados a banda, o trim e as respectivas diferenças,
apresentadas na Tabela 8.10 abaixo. Os resultados coerentemente indicam uma soma das
médias das diferenças para banda e trim próxima da soma das medias quando converge
138
para banda ou para o trim. A média positiva da diferença para banda e negativa para trim
confirma que o modelo da P-18 usado pelo SSTAB tem a relação rigidez para banda / trim
menor que o modelo ensaiado.
Tabela 8.10: Sequência de experimentos com o KG ótimo para a banda e o trim.
EXPERIMENTOKG
(PESO LEVE)
BANDAENSAIO
BANDASSTAB
BANDADIF % (*)
TRIMENSAIO
TRIMSSTAB
TRIMDIF % (*)
SOMA DIF ABS %
EXP 1 19,943 -1,470 -1,541 4,83% 1,870 1,726 -7,70% 12,5%EXP 2 19,943 -2,910 -3,062 5,22% 3,860 3,565 -7,64% 12,9%EXP 3 19,943 -1,950 -2,050 5,13% 2,540 2,346 -7,64% 12,8%EXP 4 19,943 0,850 0,945 11,18% -1,410 -1,295 -8,16% 19,3%EXP 5 19,943 2,390 2,555 6,90% -3,520 -3,259 -7,41% 14,3%EXP 6 19,943 1,350 1,459 8,07% -2,090 -1,921 -8,09% 16,2%
MÉDIA= 6,89% MÉDIA= -7,77% 14,66%(*) Diferenças entre ângulos medidos no ensaio e ângulos pela simulação do SSTAB.
8.3.2 VERIFICAÇÃO DIMENSIONAL DO MODELO:
A falta de coerência entre os resultados do Teste convencional e os parâmetros
aferidos do modelo, e a incapacidade do SSTAB convergir satisfatoriamente para a banda e
o trim medidos no ensaio não convencional indicam que o modelo que está sendo usado no
SSTAB não representa o modelo ensaiado no IPT. Para testar esta hipótese de forma rápida
a conclusiva se optou por calcular o KMt do modelo a partir das características
dimensionais do modelo pertinentes a este parâmetro, obtidas de uma verificação
dimensional realizada pelo IPT. Estas características, como o todo o processo para
determinar o KMt, são apresentadas em detalhe no Apêndice G. O comparativo das
dimensões pertinentes ao KMt entre o modelo e a P-18, apresentado na Tabela 8.11 abaixo,
indica que praticamente todas as dimensões do modelo são maiores que do protótipo, o que
reforça a suspeita que o KMt também seria maior.
139
Tabela 8.11: Características dimensionais do modelo e da P-18.
MODELO P-18
LONG EXTREMA ENTRE COLUNAS (m) VA & RÉ 69,900 69,920TRANSV EXTREMA ENTRE COLUNAS (m) PROA 70,700 69,550TRANSV EXTERNA ENTRE COLUNAS (m) POPA 71,050 69,550
(m) PR-BE 13,050 12,950(m) PR-BB 13,000 12,950(m) PP-BE 13,000 12,950(m) PP-BB 13,000 12,950(m) PR-BE 13,900 13,770(m) PR-BB 14,000 13,770(m) PP-BE 14,000 13,770(m) PP-BB 13,900 13,770
RAIO DE CANTO DAS COLUNAS VANTE (m) 5,00BLISTERS EXTENDENDO ALÉM COSTADO
COLUNA(m) SIM NÃO
PROA 56,750 55,780POPA 57,100 55,780
(m)
DIMENSÕES AFERIDAS DO MODELO
LONGITUDINAL SEÇÃO COLUNA
TRANSVERSAL SEÇÃO COLUNA
TRANSVERSAL ENTRE CENTROS DE COLUNA
O resultados confirmam esta suspeita já que a inércia em torno do eixo longitudinal
no calado do ensaio para o modelo é 6% maior que da P-18. Como não se dispõe das
demais características hidrostáticas do modelo, foi utilizado o deslocamento e o VCB das
hidrostáticas da P-18 para determinar o KMt do modelo de 25,14 m, ou 4% maior que o
valor oriundo das hidrostáticas.
8.3.3 COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS:
Serão comparados os resultados da aferição do KG, o Teste convencional e o Teste
alternativo sem a influência externa de ondas, amarração e risers. Os parâmetros de
estabilidade calculados para as dimensões reais do modelo também são inseridos nesta
comparação com a importante função de compreender as incongruências nos resultados.
140
A simplicidade e o rigor da aferição do KG e do Teste convencional significa que o
KG aferido e o GM resultante do ensaio convencional devem ser considerados como
valores de referência. Para garantir correlação qualitativa entre a variável a ser comparada e
o fenômeno físico que está sendo avaliado, que é a estabilidade, estão listados os três
parâmetros pertinentes para cada item de comparação na Tabela 8.12 abaixo, o KMt, o KG
e o GM, sendo este ultimo o mais significativo. A Tabela 8.12 também destaca os
parâmetros que foram medidos ou calculados originalmente em oposição aos que foram
derivados destes.
Tabela 8.12: Comparação dos resultados dos Testes Convencional e Alternativo com o valor aferido e o KMT do modelo.
KG GMt
AFERIÇÃO FORA DO TANQUE 20,75 24,18 3,43 HIDROSTÁTICAS R EF. -24%
TESTE CONVENCIONAL (KMt hidrost.) 19,64 24,18 4,54 HIDR OSTÁTICAS -32% REF.
TESTE CONVENCIONAL (KMt modelo) 20,60 25,14 4,54 DIMENS ÕES MODELO -4% REF.
DIMENSÕES DO MODELO => KMt 20,75 25,14 4,39 DIMENSÕES M ODELO REF. -3%
ALTERNATIVO CONVERGÊNCIA p/ BANDA 19,65 24,18 4,52 HIDR OSTÁTICAS -32% 0%
ALTERNATIVO CONVERGÊNCIA p/ TRIM 20,23 24,18 3,95 HIDRO STÁTICAS -15% -13%
ALTERNATIVO MÉDIA 19,94 24,18 4,23 HIDROSTÁTICAS -24% -7%
MODO DE DETERMINAÇÃO DO GMt GMt (m)
VALORES "MEDIDOS" REFERÊNCIA PARA A COMPARAÇÃO
KG (m) ORIGEM KMtKMt (m)DIF %
Como já havia sido ressaltada na Seção 8.2, a diferença percentual entre os valores
de GM dos Testes e dos valores aferidos é muito alta indicando que existe erro grave no
processo como um todo. Isto infelizmente torna este conjunto de ensaios inconclusivos para
o principal objetivo a que se propõe, que é avaliar a precisão do Teste convencional e
alternativo com base na aferição do KG, que é o “benchmark” do processo.
141
A suspeita de que não existe correspondência dimensional entre o modelo ensaiado
e a P-18, e por sua vez a modelação utilizada no SSTAB, se confirmou com a determinação
do KMt a partir das características medidas do modelo, que fornece um GMt a partir do KG
aferido apenas 3% menor que o GMt do Teste convencional, estabelecido como a
referência. Outro forte indício é a pequena diferença de 1% entre o GM do Teste
convencional e o GM oriundo do Teste alternativo quando a convergência é para banda.
Isto indica que o SSTAB está coerente com a aproximação dos Pequenos Ângulos
indicando, pelo menos para a banda, que não existe erro de modelação afetando a rigidez
em torno de X. Provavelmente se um Teste convencional tivesse sido realizado no sentido
longitudinal seria possível confirmar esta mesma aderência para a rigidez em torno do eixo
Y.
Em função dos problemas encontrados, os ensaios com a amarração e os risers
conectados e os ensaios com ondas não serão analisados com relação à determinação dos
parâmetros de estabilidade.
8.4 MEDIÇÃO DE CALADO COM ONDAS:
Um dos principais objetivos deste conjunto de ensaios é verificar a capacidade de
medir os calados com a unidade na presença de ondas, onde este parâmetro será afetado
tanto pela dinâmica da unidade como pela flutuação da superfície do mar na região da
coluna. Ocorre que a medida de calado é a única forma de garantir uma medida inicial
142
irrefutável do deslocamento, da banda e do trim da unidade. Dois sistemas de medição de
calado foram testados nestes ensaios e estão descritos abaixo.
8.4.1 ÓTICO:
O sistema ótico é o mais promissor e importante sistema alternativo, pois mede
diretamente a variável de interesse que é o calado na marca. A medição ótica usada nos
ensaios consiste em uma câmara simples apontada para cada marca (ver Figura 8.5) com
uma taxa de aquisição de 30 Hz (quadros por segundo), que é bem superior ao requisito
para a frequência deste registro conforme apresentado na Seção 6.1.2 DETERMINAÇÃO
DA FREQUÊNCIA DE AQUISIÇÃO.
Figura 8.5: Câmeras do sistema ótico de leitura de calados.
143
A grande vantagem deste método é de permitir discernir com boa precisão o nível
instantâneo da água na região da marca de calado mesmo com a superposição do
movimento da unidade e das ondas na região (ver Seção 6.2.3 Sistema Ótico). Através da
Figura 6.1 fica óbvia a grande vantagem em poder analisar uma imagem instantânea do
nível na perna na escala real sobre tentar “adivinhar” este nível. Apesar da superfície da
água ser bem mais revolta na escala real, a escala de 1/100 deste modelo significa que o
tempo durante o ensaio está acelerado 10 vezes, tornando quase impossível a leitura visual
direta do calado na marca. Este fenômeno torna o teste deste sistema de leitura de calado
em tanque de prova mais significativo, pois mesmo acelerado em 10 vezes, a imagem
instantânea do nível na perna, como pode ser visto no exemplo da Figura 8.6 abaixo,
permite discernir o calado com precisão.
Figura 8.6: Fotografia do nível da água na marca de calado no modelo em mar severo.
Nos Testes realizados anteriormente (Seção 6.2.3), a sistemática foi avaliada de
forma isolada para um conjunto de imagens em escala real, da qual foi retirada a Figura 6.1,
144
onde os calados foram determinados visualmente por observadores apresentando bons
resultados. Considerando que esta ferramenta é parte importante do Teste de Inclinação na
locação, foi necessário buscar uma automatização deste processo de leitura do calado nas
imagens.
Para atender a este requisito o IPT iniciou o desenvolvimento de um processo onde
primeiramente são definidas as posições das marcas de calado para cada conjunto perna –
câmara em uma “grade” digital. A imagem do nível da água na marca é transformada em
um “bitmap” e analisada por um programa que procura discernir este nível, determinando a
sua coordenada com relação às marcas da respectiva perna na “grade” correspondente
(Figura 8.7).
Figura 8.7: Imagem da coluna tratada digitalmente para marcar o nível da água.
O sistema está ainda em fase de desenvolvimento e não consegue discernir
corretamente o nível em algumas imagens aleatoriamente, como pode ser visto na Figura
MARCAÇÃO DIGITAL DO
CALADO
145
8.8 abaixo, atribuindo valores espúrios (spikes) que podem ser vistos nitidamente nas séries
temporais (Figuras 8.9 e 8.10), mas já fornece bons resultados que são avaliados abaixo.
Figura 8.8: Falha (spike) no tratamento digital para marcar o nível da água.
Os resultados apresentados se referem à condição onde deve ocorrer a maior
variação da linha dágua nas marcas, que é em ondas severas (TNWX) e no experimento 2,
onde ocorre a inclinação estática extrema para BB. Como o modelo estava aproado para
315º com relação a longitudinal do tanque, a coluna de VA-BE (coluna 1) será a primeira a
ser atingida pelas ondas e a RÉ-BB (coluna 4) a última, onde ocorrerão as maiores
variações (Figuras 8.9 e 8.10 abaixo).
FALHA NA MARCAÇÃO DIGITAL DO
CALADO
146
Figura 8.9: Registro dos calados na marca da coluna RÉ-BB: calado em metros,
tempo em minutos (escala modelo).
Os melhores parâmetros comparativos neste caso serão os calados medidos nestas
colunas para o mesmo experimento 2 do ensaio alternativo com amarração e risers
conectados mas sem ondas (TNW0), onde é possível estabelecer o calado nas marcas com
ótima precisão, cujos valores são 23,57 m em VA-BE e 23,91 m em RÉ-BB.
Figura 8.10: Registro dos calados na marca da coluna VA-BE: calado em metros,
tempo em minutos (escala modelo).
Através da análise de trechos mais “limpos” destas séries foi possível realizar uma
análise da convergência da média dos calados processados pelas imagens em intervalos de
5 a 60 minutos na escala do protótipo, apresentados nas Figuras 8.11 para a coluna de RÉ-
BB e a Figura 8.12 para a coluna de VA-BE.
CALADO DE REFERÊNCIA: 23,57 m
CALADO DE REFERÊNCIA: 23,81 m
147
CALADO VIA IMAGEM PROCESSADACONVERGÊNCIA DA MÉDIA
RÉ-BB ENSAIO TNWX - EXPERIMENTO 2
23,55
23,60
23,65
23,70
23,75
23,80
23,85
23,90
23,95
0 10 20 30 40 50 60
Tempo (min)
Cal
ado
(m)
Calado RÉ-BBCalado Ref.
Figura 8.11: Convergência da média para a medida de calado RÉ-BB através da
imagem processada (tempo na escala modelo).
CALADO VIA IMAGEM PROCESSADACONVERGÊNCIA DA MÉDIA
VA-BE ENSAIO TNWX - EXPERIMENTO 2
23,40
23,45
23,50
23,55
23,60
0 10 20 30 40 50 60
Tempo (min)
Cal
ado
(m)
Calado VA-BECalado Ref.
Figura 8.12: Convergência da média para a medida de calado VA-BE através da
imagem processada (tempo na escala modelo).
As Figuras 8.11 e 8.12 demonstram que a convergência do calado oriundo da
imagem processada é praticamente imediata. A análise da aderência da média ao valor de
referência, que foi muito boa para VA-BE mas não para RÉ-BB, deve ser interpretada
considerando a escala do modelo de 1/100, onde a diferença encontrada em RÉ-BB de 20
148
cm representa 2 décimos de milímetro na escala do modelo. Em compensação, a precisão
do método tende a ser melhor na escala real, que se confirmada atende bem ao objetivo de
definir os calados mesmo com movimentos e na presença de ondas.
8.4.2 PRESSÃO:
A leitura de calados por pressão é uma alternativa secundária para ser utilizada em
conjunto com outros meios de leitura, conforme detalhado na Seção 6.2.2, principalmente
por ser um método indireto de medida do calado considerando que não mede o nível nas
marcas e depende das medidas de banda e trim para extrapolar a medida para o ponto
desejado, no caso vertical de referência da marca de calado. Os testes de medição por
pressão no modelo foram realizados com dois sensores fixados no convés do modelo em
VA-BE e RÉ-BB (Figura 8.13), com as características e coordenadas descritas no Apêndice
E.
Figura 8.13: Pressostato para determinação do calado.
149
A pressão é transmitida aos sensores por tubos que atravessam o convés quase
tocam o convés do pontoon (Figura 8.14). A função deste arranjo é reduzir ao máximo a
perturbação na hidrostática do modelo como também a influência da passagem do fluido
pela entrada do tubo, considerando que o objetivo é medir apenas a pressão estática.
Figura 8.14: Arranjo do tubo por onde a pressão é transferida ao pressostato com
detalhe da folga para o pontoon.
Os resultados comparativos entre os calados medidos através da pressão pelo
processamento de imagens para os ensaios em ondas severas (TNWX) apresentou ótima
correlação, como pode ser verificado na Tabela 8.13 para os VA-BE e a Tabela 8.14 para
RÉ-BB.
TUBO DO PRESSOSTATO
FOLGA TUBO PONTOON
150
Tabela 8.13: Comparação dos calados em VA-BE medidos pela pressão e imagem
para os ensaios em ondas severas (TNWX).
MÉDIA INCERTEZA MÉDIA INCERTEZA MÉDIA INCERTEZA0 23,69 0,04 23,68 0,06 23,69 0,04 0,04%1 23,87 0,04 23,89 0,06 23,88 0,04 -0,04%2 23,56 0,04 23,52 0,06 23,55 0,04 0,13%3 23,75 0,05 23,83 0,06 23,76 0,04 -0,29%4 23,31 0,05 23,31 0,06 23,31 0,06 0,00%5 23,71 0,05 23,97 0,10 23,66 0,05 -1,29%6 23,43 0,05 23,43 0,06 23,44 0,06 0,04%7 23,68 0,05 23,79 0,07 23,70 0,06 -0,38%
DIF %
COMPARAÇÃO CALADOS VA-BE VIA PRESSÃO E IMAGEM - TNW X
PRESSÃO (m) IMAGEM (m)PRESSÃO CORRIGIDO
(m)EXPERIMENTO
Tabela 8.14: Comparação dos calados em RÉ-BB medidos pela pressão e imagem para os ensaios em ondas severas (TNWX).
8.5 MEDIÇÃO DA INCLINAÇÃO COM ONDAS:
A medição da inclinação durante o ensaio foi realizada com um sistema ótico (ver
Apêndice E) com precisão de 0,2 graus e taxa de aquisição de 100 Hz. Ao contrário do
MÉDIA INCERTEZA MÉDIA INCERTEZA MÉDIA INCERTEZA0 23,6 0,04 23,63 0,06 23,58 0,04 -0,21%1 23,86 0,04 23,92 0,06 23,84 0,04 -0,33%2 23,65 0,04 23,77 0,07 23,62 0,04 -0,63%3 23,79 0,04 24,01 0,07 23,78 0,04 -0,96%4 23,11 0,05 23,15 0,06 23,1 0,06 -0,22%5 23,44 0,05 23,45 0,06 23,32 0,06 -0,55%6 23,21 0,05 23,23 0,06 23,18 0,06 -0,22%7 23,61 0,05 23,7 0,06 23,61 0,07 -0,38%
COMPARAÇÃO CALADOS RÉ-BB VIA PRESSÃO E IMAGEM - TNW X
EXPERIMENTOPRESSÃO (m) IMAGEM (m)
PRESSÃO CORRIGIDO (m) DIF %
151
procedimento proposto para o Teste em escala real com lastro que vai resultar em uma
mudança de inclinação suave, a adição e retirada de pesos no ensaio é realizada de forma
instantânea através da intervenção humana, geralmente com o operador perturbando o
modelo abruptamente ao retirar ou colocar o peso no convés. Por este motivo, as análises
de convergência das inclinações em ondas foram realizadas após cada estabilização do
modelo no novo patamar de inclinação estática.
Esta abordagem se justifica por que na prática se busca a convergência depois de
estabelecido o patamar, a semelhança do que ocorre no Teste convencional, onde as
medidas de inclinação são obtidas após o período de estabilização da inclinação da unidade,
geralmente na ordem de 10 a 15 minutos depois de terminada a transferência de pesos. No
Teste alternativo proposto, a mudança de carregamento com lastro será tão suave que a
região de patamar vai se estabelecer assim que terminar a manobra com lastro.
A eficácia da convergência da medida da inclinação será analisada na condição
onde se espera os maiores movimentos do modelo, que é no ensaio com ondas severas
(TNWX) a semelhança do que foi feito para os calados. Durante este ensaio é esperado que
os maiores movimentos ocorram quando o modelo atinja as maiores inclinações, já que
estará mais assimétrico e mais suscetível aos movimentos acoplados. O Tanque denomina a
maior inclinação para BE de “experimento 5” e para BB de “experimento 2”, sendo que
esta última será utilizada para comparação.
152
Tabela 8.15: Banda e trim do experimento 2 do ensaio com amarração e risers sem ondas (TNW0).
INCLINAÇÃO NUM.PONTOS MÍNIMO MÁXIMO MÉDIA VARIÂNCIA DESV.PAD.
BANDA (graus) 14291 2,45 2,38 2,40 0,000 0,006TRIM (graus) 14291 3,39 3,45 3,43 0,000 0,006
Como referência para comparação, foi determinada a banda e o trim do experimento
2 do Teste com amarração e risers conectado mas sem ondas (TNW0) a partir da estatística
resumida na Tabela 8.15 acima, onde os desvios padrões estão coerentes com o ensaio
estático.
Para avaliar a convergência das medidas de inclinação foram calculadas as médias
destas medidas para períodos sucessivamente maiores de 5, 10, 20, 30, 40 50 e 60 minutos
na escala do protótipo. A diferença entre estas médias se mostrou tão pequena que um
número maior de casas decimais foi propositalmente utilizado na representação dos
ângulos, mesmo considerando que estas variações estão na mesma ordem de grandeza das
incertezas.
153
CONVERGÊNCIA da INCLINACAO em BANDAENSAIO TNWX (exp. 2)
2,302,322,342,362,382,402,422,442,462,482,50
0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0
Tempo (min)
Ban
da (
grau
s)
BANDA BANDA REFERÊNCIA
Figura 8.15: Convergência das médias das inclinações em banda comparada a
referência (tempo na escala do protótipo).
A Figura 8.15 (banda) e a Figura 8.16 (trim) demonstram que a convergência é
extremamente rápida, pois as médias acumuladas de 5 minutos já estão muito próximas das
médias de 60 minutos, mesmo considerando que os máximos e mínimos dos gráficos estão
espaçados de 0,2 graus apenas. Certamente o motivo é que um período pequeno de tempo
já contém um grande número de ciclos da variável definido pelo período das ondas severas,
que é de 9 s (Tabela 7.10).
154
CONVERGÊNCIA da INCLINACAO em TRIMENSAIO TNWX (exp. 2)
3,303,323,343,363,383,403,423,443,463,483,50
0 10 20 30 40 50 60
Tempo (min)
Trim
(gr
aus)
TRIM TRIM REFERÊNCIA
Figura 8.16: Convergência das médias das inclinações em banda comparada a
referência (tempo na escala do protótipo).
Os valores de banda e trim para os quais as médias convergem também estão
suficientemente próximos dos valores referência, conforme apresentado na Tabela 8.16
abaixo, apresentando diferenças na ordem de 2%.
Tabela 8.16: Comparação das médias da banda e trim dos ensaios (TNWX) e (TNW0).
CONVERGÊNCIA 60 min 2,44 3,50MÉDIA TNW0 2,40 3,43
DIF. % ref. TNW0 1,6% 2,2%
INCLINAÇÃO MEDIDABANDA (grau)
TRIM (grau)
A rapidez e a precisão desta convergência, mesmo nas medidas de inclinação em
ondas severas indica que será viável determinar este parâmetro durante o Teste de
Inclinação na locação.
155
9 CONCLUSÕES:
O trabalho desenvolvido até o momento permite estabelecer algumas conclusões
importantes listadas abaixo:
� MOTIVAÇÃO : A motivação para este trabalho foi confirmada e deve aumentar no
futuro, pelos seguintes motivos:
• Unidades semissubmersíveis sempre irão operar próximos do seu limite de
KG máximo, pois os requisitos limitando os movimentos máximos tem por
consequência limitar a restauração na condição operacional e de forma
correspondente o GM;
• Permanece a necessidade das unidades de produção realizar obras que, pela
natureza da atividade offshore terão pouca rastreabilidade;
• É proibitivo retirar unidades de produção da locação para fazer um Teste de
Inclinação;
• A regra 3.1.5 do MODU 89 define a obrigatoriedade de executar o Teste de
Inclinação caso se constate alteração de Peso Leve acima de 1% do
deslocamento de projeto;
• Mesmo as unidades construídas antes da vigência do MODU 89 têm que
atender a esta regra, pois as SCs consideram que é de natureza operacional.
Isto significa que, ao contrario dos requisitos afetos ao projeto e a construção
e que por isto não podem retroagir, requisitos operacionais podem retroagir
já que a prática operacional é “atual” toda vez que é aplicada.
156
� SISTEMA MG/SSTAB: As evidências coletadas indicam que este sistema é robusto
e apresenta resultados suficientemente precisos para ser utilizado com vantagens
como método para relacionar o carregamento às características da forma submersa:
• Mais de 20 unidades semissubmersíveis do E&P Petrobras já foram
modeladas por este sistema com resultados avaliados e aprovados pelas
respectivas Sociedade Classificadoras, usando para isto os seus programas
de cálculo de estabilidade independentes (ver Apêndice F);
• A avaliação realizada no Capítulo 4.3 COMPARAÇÃO ENTRE O
MÉTODO CONVENCIONAL E EMPÍRICO, a partir de um modelo
simples, mas representativo, comparando com a determinação geométrica do
braço de endireitamento prova que este sistema é preciso e demonstra o erro
do método convencional (Pequenos Ângulos).
� SISTEMÁTICA PARA DETERMINAR O CENTRO DE GRAVIDADE:
• A sistemática proposta no Capítulo 5 foi aplicada aos resultados do ensaio,
usando o SSTAB como ferramenta na iteração, atingindo o objetivo de
determinar o KG segundo o Fluxograma de Execução do Teste de Inclinação
(Seção 5.6);
• A coerência entre o GMt calculado através do SSTAB convergindo para a
banda com o GMt do Teste convencional significa que a sistemática
funciona para determinar os parâmetros de estabilidade.
157
� COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS FINAIS DOS ENSAIOS: O principal
objetivo para a realização destes ensaios, que é comparar efetivamente o GM que
resulta da aferição do KG do modelo com os resultados dos ensaios convencional e
alternativo não pode ser realizada devido à constatação que o modelo ensaiado não
corresponde efetivamente a P-18, em função das seguintes evidências:
• O KMt calculado a partir das características dimensionais do modelo
fornece um GMt calculado com o KG aferido com uma diferença de apenas
3% para o GMt resultante do Teste convencional;
• A modelação utilizada para gerar as hidrostáticas de onde foi retirado o KMt
para os cálculos do Teste convencional e para analisar o Teste alternativo foi
verificada e aprovada pelo Sociedade Classificadora da unidade segundo
procedimento descrito no Apêndice F;
• O GMt calculado pelos resultados do Teste convencional usando KMt do
SSTAB está aderente (diferença de 1%) com o GM calculado para o ensaio
alternativo via SSTAB convergindo em banda, demonstrando coerência na
estimativa da rigidez de ambos.
� MEDIÇÃO DINÂMICA DAS INCLINAÇÕES:
• Os resultados das medidas de inclinação, mesmo em ondas severas indica
que será viável determinar este parâmetro durante o Teste de Inclinação na
locação com a precisão necessária em um período de convergência que
permite executar o Teste dentro de uma janela operacional aceitável;
158
• A precisão da instrumentação para determinação da inclinação que se
pretende usar na prática, a exemplo do Apêndice B, é uma ordem de
grandeza maior que o instrumento utilizado nos ensaios.
� MEDIÇÃO DINÂMICA DE CALADOS POR VIA ÓTICA E PRESSÃO:
• Os resultados das medidas de calado pelo sistema ótico, mesmo em ondas
severas, indicam que será viável determinado este parâmetro durante o Teste
de Inclinação na locação com a precisão necessária em um período de
convergência que permite executar o Teste dentro de uma janela operacional
aceitável, inclusive por que é esperado que a precisão na escala real seja
melhor que a do ensaio considerando que será possível usar imagem bem
maior e com mais definição;
• O tratamento digital das imagens para determinar o calado, em fase inicial
de desenvolvimento, apresentou ótimos resultados com bom potencial de
melhora;
• A medição dinâmica de calados pela pressão apresentou bons resultados e
mostrou ser um método viável de apoio à medição ótica.
159
10 PLANO DE TRABALHO FUTURO:
� CONCLUIR A PRINCIPAL ANÁLISE DOS ENSAIOS:
• Com a comprovação que as dimensões do modelo ensaiado estão
significativamente diferentes da P-18, é factível atender ao principal objetivo
dos ensaios, que é comparar os métodos convencional e alternativo com os
parâmetros aferidos, realizando uma medição precisa do modelo utilizado no
ensaio e gerando a sua modelação no SSTAB.
� REDUZIR TOLERÂNCIA SSTAB E REPETIR COMPARAÇÃO:
• Reduzir a tolerância do processo de busca do equilíbrio do SSTAB e realizar
novamente a comparação dos valores de GZ com os valores obtidos da
determinação geométrica;
� INCLUSÃO DO MÓDULO DYNASIM NO SSTAB:
• Conforme apresentado na Seção 4.2.5 “Módulo Dynasim”, um módulo deste
sistema está sendo acoplado ao SSTAB para calcular as cargas de amarração
e risers que, em função da deriva, permitem determinar sua influência sob a
estabilidade (cargas verticais e momentos);
• Com este módulo funcionando, analisar com esta ferramenta os resultados
dos ensaios com amarração e ondas, onde as derivas e as forças na
160
amarração foram medidas, e verificar a capacidade de considerar estes
efeitos conforme previsto na Seção 5;
� AVALIAR A REALIZAÇÃO DE ENSAIOS EM ONDAS COM PERÍODOS
PRÓXIMOS DA RESSONÂNCIA DO MODELO:
• Apesar de ser direcionador de projeto que a unidade apresente períodos
naturais suficientemente afastados dos períodos típicos do mar onde irá
operar avaliar as vantagens em realizar ensaios em ondas da Bacia de
Campos com períodos próximos dos naturais para suscitar movimentos
maiores.
� AVANÇAR NO DESENVOLVIMENTO DA ANÁLISE DIGITAL DE IMAGENS
PARA DETERMINAR O CALADO: Os ótimos resultados obtidos para esta
tecnologia relativamente nova indicam que o seu desenvolvimento deve continuar
visando a aplicação offshore, com a realização de testes de campo que não
interferem na operação:
• Aperfeiçoar a determinação digital do nível da água na marca para reduzir os
valores espúrios;
• Desenvolver filtros para retirar os valores espúrios restantes das séries;
• Realizar teste de campo desta tecnologia, considerando que este teste não
atrapalha a operação, e adaptá-la as condições reais;
161
• Verificar viabilidade de usar esta tecnologia na monitoração do calado em
unidades semi em operação.
� INCLUIR ESTE MÉTODO ALTERNATIVO NO MÓDULO DE T.I. DO SSTAB:
O SSTAB já tem um módulo de suporte a Testes de Inclinação convencionais que
seria ampliado para incluir a opção para Teste na Locação, com os seguintes
recursos;
• Integração com o módulo do DYNASIM;
• Entrada de dados para medidas de inclinação, deriva e leitura automática de
calados pelo sistema ótico e pressão.
� REALIZAR APLICAÇÃO PRÁTICA DO MÉTODO PROPOSTO: O custo e os
ganhos potenciais impõem que o teste de campo seja uma aplicação prática e
completa do procedimento, válida e em atendimento aos requisitos legais. Para isto
será necessário:
• Concluir ou avançar significativamente as demais ações propostas acima;
• Definir uma unidade com ganho potencial que possibilite uma razão custo
benefício condizente com o risco de não ser aprovado, e características
físicas adequadas ao procedimento proposto;
162
• Iniciar o processo de Aprovação de Novo Conceito ou Tecnologia com a
Sociedade Classificadora desta unidade. Em paralelo o mesmo processo de
aprovação deve ser iniciado com as demais SCs.
163
11 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS:
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MARÍTIMA - NORMAM 01 CONSTRUÇÃO, ALTERAÇÃO, RECLASSIFICAÇÃO
E REGULARIZAÇÃO DE EMBARCAÇÕES, 0303 – OBRIGATORIEDADE DE
CLASSIFICAÇÃO, 2009;
[2] THE NORWEGIAN MARITIME DIRECTORATE – NMD, PROCEDURES FOR
DETERMINATION OF LIGHTSHIP DISPLACEMENT AND CENTER OF
GRAVITY OF NORWEGIAN SHIPS;
[3] INTER-GOVERNAMENTAL MARITIME CONSULTATIVE ORGANIZATION,
CODE FOR THE CONSTRUCTION AND EQUIPMENT OF MOBILE
OFFSHORE DRILLING UNITS 1979 (MODU CODE - 79), IMO, 1979;
[4] INTER-GOVERNAMENTAL MARITIME CONSULTATIVE ORGANIZATION,
CODE FOR THE CONSTRUCTION AND EQUIPMENT OF MOBILE
OFFSHORE DRILLING UNITS 1989 (MODU CODE - 89), IMO 1990;
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Louisiana: Proud Past, Promising Future, supplement to Oil and Gas Investor, pp.
9-14, 2005.
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Proud Past, Promising Future, supplement to Oil and Gas Investor, pp. 21-30,
2005.
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<www.terratek.com.br>;
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Bradley& Associates– UK and C.J. Macfarlane, B.P. International UK, Society
for Underwater Technology, 1986;
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[10] GIEN (Gerenciamento Integrado de Engenharia Naval), “ANÁLISE DE
MOVIMENTOS - PETROBRAS-XX”, DNV, RL-3010.20-1320-960-DNV-001,
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<http://www.strath.ac.uk/Departments//na-
me/staff/articles/macfarlane/macfarlane_mosis.htm.>;
[12] JEARY. A.P., et al, “Wholistic Structural Appraisal ”, Terratek, 2010;
[13] DIRETORIA DE PORTOS E COSTAS – DPC, NORMAS DA AUTORIDADE
MARÍTIMA - NORMAM 06: RECONHECIMENTO DE SOCIEDADES
CLASSIFICADORAS PARA ATUAREM EM NOME DO GOVERNO
BRASILEIRO, 2009;
[14] DIRETORIA DE PORTOS E COSTAS – DPC, NORMAS DA AUTORIDADE
MARÍTIMA - NORMAM 01: EMBARCAÇÕES EMPREGADAS NA NAVEGAÇÃO
EM MAR ABERTO - CAPÍTULO 7: BORDA-LIVRE E ESTABILIDADE
INTACTA, 2009;
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UNITS, PART A – CLASSIFICATION AND SURVEYS, 2010;
[16] BUREAU VERITAS – BV, RULES FOR THE CLASSIFICATION OF
OFFSHORE UNITS, PART B – STRUCTURAL SAFETY, 2010;
165
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OFFSHORE UNITS, PART 1 CHAPTER2: PERIODICAL SURVEY
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[18] DET NORSKE VERITAS (DNV), RULES FOR CLASSIFICATION OF
OFFSHORE DRILLING AND SUPPORT UNITS - OFFSHORE SERVICE
SPECIFICATION DNV -OSS-101, out 2009;
[19] AMERICAN BUREAU OF SHIPPING (ABS), GUIDANCE NOTES ON
REVIEW AND APPROVAL OF NOVEL CONCEPTS, June 2003.
[20] BUREAU VERITAS – BV, CONCEPT APPROVAL - NP 280 DNC RO1E, 2006;
[21] BUREAU VERITAS – BV, RISK BASED QUALIFICATION OF UNPROVEN
TECHNOLOGY - METHODOLOGICAL GUIDELINES, GUIDANCE NOTE NI
525 – Draft Rev 6.2 Tentative Issue, September 2005;
[22] DET NORSKE VERITAS (DNV), TECHNOLOGY QUALIFICATION
MANAGEMENT, OFFSHORE SERVICE SPECIFICATION, DNV-OSS-401, July
2006;
[23] DET NORSKE VERITAS (DNV), QUALIFICATION PROCEDURES FOR NEW
TECHNOLOGY - RECOMMENDED PRACTICE DNV-RP-A203, set 2001;
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Institute Press, 1982;
166
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Flutuantes”, SINPEP 6.2 - PETROBRAS/UN-BC/ENGP/EIS, fevereiro, 2010;
[28] W. C. Filho., “MI - Manual do Usuário” - versão 1.2. Pontifícia Universidade
Católica do Rio de Janeiro, Grupo de Tecnologia em Computação Gráfica -
TeCGraf/PUC-Rio, 1995;
[29] NOGUEIRA, S., “Especificação Técnica Dos Ensaios Para Validação Da
Sistemática Para Executar Teste De Inclinação Em Unidades Tipo Semi De
Produção Operando Na Locação”, PETROBRAS/UN-BC/ENGP/EIS,
novembro, 2009;
[30] PETROBRAS CENPES, CAMPOS BASIN METOCEAN DATA REV B,
TECHNICAL SPECIFICATION I-ET-3000.00-1000-941-PPC-001, março 2005;
[31] PARRA, P., “Ensaios de Validação de Metodologia de Testes de Inclinação
em Unidades de Produção Tipo Semi-submersível em Operação na Locação -
Modelo 464”, Relatório Técnico Instituto de Pesquisas Tecnológicas -IPT
117297-205 ", junho 2010;
[32] HANCOX, M., “Stability & Ballast Control”, Volume V. Oilfield Seamanship,
Oilfield Publications Limited, 2001.
[33] NOGUEIRA, S.; AYRES, R., 2007, “A Methodology to Analyze, Treat and
Guarantee Attendance to Legal Requirements of Light Ship Modifications on
Floating Production Units”, International Conference on Ocean, Offshore and
Arctic Engineering, OMAE2007-29111, San Diego, California, USA, 10-15 June.
[34] NOGUEIRA, S., 2009, “Development of a Inclining Test Procedure
Applicable to Semi Floating Production Units Moored on Location”.
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OMAE2009-79184, Honolulu, Hawaii, USA, 31 may – 5 June.
[35] COELHO, L. C., NASCIMENTO, A. S., PASQUETTI E., KASSAR B.,
“Manual do Programa SSTAB - Estabilidade e Controle de Lastro de
Sistemas Flutuantes”, Versão 3.38.15, Pontifícia Universidade Católica do Rio
de Janeiro TeCGraf - Grupo de Tecnologia em Computação Gráfica, julho de
2009;
[36] COELHO, L. C., “Manual do Programa MG - Modelador Geométrico
Gerador de Malhas”, Versão 4.58, Pontifícia Universidade Católica do Rio de
Janeiro TeCGraf - Grupo de Tecnologia em Computação Gráfica, agosto de 2002;
[37] DET NORSKE VERITAS (DNV), GIEN – Gerenciamento Integrado de
Engenharia Naval, ANÁLISE DE MOVIMENTOS - PETROBRAS-XVIII, DNV,
RL-3010.18-1320-960-DNV-001, abril 2005;
[38] DET NORSKE VERITAS (DNV), GIEN – Gerenciamento Integrado de
Engenharia Naval, ANÁLISE DE ANCORAGEM - PETROBRAS-XVIII, Relatório
Técnico RL-3010.18-1324-962-DNV-001, Versão 0, março 2004;
[39] PONS, R., “Curso Básico de Situa”, Petrobras E&P-SERV/US-SUB/ANC,
2007;
[40] FUCATO, C., “Manual Teórico do Sistema Dynasim”, Departamento de
Engenharia Naval e Oceânica da USP, março 2009;
[41] ASTM INTERNATIONAL, STANDARD GUIDE FOR CONDUCTING A
STABILITY TEST (LIGHTWEIGHT SURVEY AND INCLINING EXPERIMENT)
TO DETERMINE THE LIGHT SHIP DISPLACEMENT AND CENTERS OF
GRAVITY OF A VESSEL, ASTM, F 1321 – 92, Reapproved 2008;
168
[42] MORISHITA, F. “Practical Aspects Of Inclining Experiments”, Lloyd´s
Register Technical Association, Paper n° 2, Session 1996-1997;
[43] NYQUIST, H., "Certain topics in telegraph transmission theory", Trans.
AIEE, vol. 47, pp. 617-644, Apr. 1928;
[44] SHANNON, C. E. , "Communication in the presence of noise", Proc.
Institute of Radio Engineers, vol. 37, no.1, pp. 10-21, Jan. 1949;
[45] DET NORSKE VERITAS (DNV), GIEN – Gerenciamento Integrado de
Engenharia Naval, “Modelo Numérico de Estabilidade para Atendimento a
Situações de Emergência – P-XVIII” , Relatório Técnico RL-3010.18-1320-960-
DNV-002, Versão 0, out. 2003;
169
APÊNDICE A – PROPOSTA PARA GERAÇÃO DE MOMENTO INCLI NANTE ENCHENDO E ESVAZIANDO UM TANQUE POR UMA ÚNICA REDE EM
CONTATO COM O MAR.
Quando se usa lastro como momento inclinante em um Teste de Inclinação a
principal preocupação, inclusive da Sociedade Classificadora, é garantir que somente
haverá troca de água do mar com os tanques que estão sendo monitorados para garantir que
todo efeito da alteração do carregamento devido à água do mar está sendo considerado.
Figura A.1: Arranjo esquemático do sistema de lastro e deslastro com ar
comprimido (extraída ref.: [32]).
A proposta básica para se ter esta garantia em unidades semissubmersíveis com
sistema de lastro por bomba é usar ar comprimido a semelhança das unidades que fazem
170
lastreamento com ar comprimido e válvulas individuais no fundo de cada tanque (ver
Figura A.1 da ref.: [32]). A vantagem deste arranjo é poder isolar a bomba e o piano de
válvulas de lastro controlando o nível do tanque somente pela pressão do ar a partir da boca
do suspiro no convés e de uma válvula que pode ser a de caixa de mar (ver Figura A.2
abaixo)
TANQUE LASTRO
SUSPIRO
ENTRADA e CONTROLE AR COMPRIMIDO
SALA BOMBAS
CAIXA DE MAR
TANQUE LASTRO
SUSPIRO
ENTRADA e CONTROLE AR COMPRIMIDO
SALA BOMBAS
CAIXA DE MAR
Figura A.2: Proposta para lastro e deslastro com ar comprimido em unidade
semissubmersível com sistema de lastro convencional.
A cabeça do suspiro seria retirada e no flange seria colocada uma entrada de ar
comprimido e uma reguladora de pressão para garantir que não haverá sobre pressão no
tanque. O nível de lastro no tanque seria controlado abrindo-se a válvula de caixa de mar e
controlando o fluxo pela pressão do ar e monitorando pelo sensor de nível do tanque, que
171
seria aferido. Ao chegar no nível desejado o ar seria desconectado para liberar o suspiro e a
válvula fechada.
172
APÊNDICE B - ESPECIFICAÇÃO TÉCNICA DO MEDIDOR DE
MOVIMENTOS OCTANS®
O equipamento instalado para a monitoração dos movimentos da P-52 é
denominado OCTANS®. Ele é um giro-compasso certificado pela IMO e uma unidade de
referência de movimento (MRU – Motion Reference Unit) para aplicações marítimas.
OCTANS® fornece medidas de aproamento em relação ao Norte verdadeiro, roll, pitch,
yaw, heave, surge e sway. Esse equipamento é constituído por três acelerômetros, três
giroscópios de fibra óptica e um computador em tempo real formando uma Unidade
Inercial de Medição (IMU – Inertial Measurement Unit).
Figura B.1: Foto do equipamento OCTANS®.
O OCTANS® da P-52 foi instalado na sala de rádio nas coordenadas X: -35.2 m em
relação à seção mestra, Y: -18.8 m da linha de centro e Z: 55.1 m da quilha da
plataforma (direções positivas pra proa, bombordo e pra cima).
173
Tabela B.1: Especificação técnica do equipamento OCTANS® instalado na P-52. Referência: Planilha N0 I-FD-3010.64-5530-800-CHZ-006 (Documento interno da
PETROBRAS).
174
APÊNDICE C - ESPECIFICAÇÃO TÉCNICA DO MEDIDOR DE PR ESSÃO
Como referência segue a especificação do sensor de pressão da linha FKP Fuji
Electric France S.A.S. PRESSURE TRANSMITTER (DIRECT MOUNT TYPE). Este
sensor foi escolhido devido as suas características funcionais, em especial por que o modelo
FKP 02 ter uma faixa de operação de 0,3125 a 5 bar e uma classificação de precisão de ±
0,1 % da faixa de operação, incluindo a linearidade, histerese e repetibilidade.
Figura C.1: Folhas de dados dos sensores de pressão da linha FKP.
175
APÊNDICE D – RESULTADOS DA DETERMINAÇÃO GEOMÉTRICA DO BRAÇO DE ENDIREITAMENTO DA UNIDADE HIPOTÉTICA
Figura D.1: Modelo SSTAB da unidade hipotética.
1) Características da plataforma:
Tabelas D.1: Características da plataforma hipotética.
COMPRIMENTO 100,00 (m)BOCA 92,00 (m)PONTAL 38,00 (m)CALADO 23,60 (m)
PLATAFORMA
COMPRIMENTO 100,00 (m)BOCA 12,00 (m)PONTAL 8,00 (m)VOLUME (cada) 9.600,00 (m^3)
SUBMARINOS
2) Determinação do calado ótimo:
O objetivo ao se determinar o calado ótimo é garantir que somente as colunas serão
seccionadas pelo plano da linha dágua tanto para trim quanto para banda. O calado ideal
foi definido pela média de ambos, conforme as tabelas abaixo.
COMPRIMENTO 100,00 (m)BOCA 12,00 (m)PONTAL 8,00 (m)VOLUME (cada) 9.600,00 (m^3)
SUBMARINOS
176
Tabelas D.2: Determinação do calado ideal.
CALADO IDEAL P/ BANDAY Z
TOPO COLUNA 44,00 38,00CALADO 0,00 23,33
TOPO PONTOON -46,00 8,00
BANDA MÁXIMA= 18,43495
CALADO IDEAL P/ TRIML Z
TOPO COLUNA 44,00 38,00CALADO 0,00 23,96
TOPO PONTOON -50,00 8,00
BANDA MÁXIMA= 17,70043
CALADO MÉDIO= 23,65
CALADO ADOTADO= 23,60
BANDA MÁX.= 17,38
TRIM MÁX.= 17,33
3) Determinação geométrica do centro de carena e do GZo p/ KGo= 0 e KGr= 18,0 m.
Figura D.2: Centro do volume de um tronco de cone.
177
3.1) Determinação do GZ para inclinação transversal p/ T= 23,6 m e KGreal= 18,00 m:
Tabelas D.3: Determinação do GZ geométrico para BANDA.
(rad
)(g
raus
)∆
(t)
VC
B (
m)
H (
m)
∆ (
t)T
CB
(m
)V
CB
(m
)H
(m
)∆
(t)
TC
B (
m)
VC
B (
m)
∆ (
t)T
CB
(m
)V
CB
(m
)0,
0018
,00
0,00
019
200,
004,
0015
,60
2352
,42
40,0
015
,815
,60
2352
,42
-40,
0015
,80
2390
4,85
0,00
6,32
0,00
0,00
0,01
0,4
1920
0,00
4,00
15,8
823
94,5
440
,00
15,9
15,3
223
10,3
1-4
0,00
15,6
623
904,
850,
146,
320,
190,
060,
010,
819
200,
004,
0016
,16
2436
,65
40,0
016
,115
,04
2268
,20
-40,
0015
,52
2390
4,85
0,28
6,32
0,37
0,12
0,02
1,2
1920
0,00
4,00
16,4
424
78,7
740
,01
16,2
14,7
622
26,0
8-3
9,99
15,3
823
904,
850,
426,
330,
560,
180,
031,
619
200,
004,
0016
,72
2520
,91
40,0
116
,414
,48
2183
,94
-39,
9915
,24
2390
4,85
0,57
6,33
0,74
0,24
0,03
219
200,
004,
0017
,00
2563
,06
40,0
116
,514
,20
2141
,79
-39,
9915
,10
2390
4,85
0,71
6,33
0,93
0,30
0,04
2,4
1920
0,00
4,00
17,2
826
05,2
340
,01
16,6
13,9
220
99,6
1-3
9,99
14,9
623
904,
850,
856,
341,
110,
360,
052,
819
200,
004,
0017
,56
2647
,43
40,0
116
,813
,64
2057
,42
-39,
9914
,82
2390
4,85
0,99
6,35
1,30
0,42
0,06
3,2
1920
0,00
4,00
17,8
426
89,6
640
,01
16,9
13,3
620
15,1
9-3
9,98
14,6
823
904,
851,
136,
351,
480,
480,
063,
619
200,
004,
0018
,12
2731
,92
40,0
117
,113
,08
1972
,93
-39,
9814
,54
2390
4,85
1,27
6,36
1,67
0,54
0,07
419
200,
004,
0018
,40
2774
,21
40,0
217
,212
,80
1930
,64
-39,
9814
,40
2390
4,85
1,42
6,37
1,86
0,60
0,08
4,4
1920
0,00
4,00
18,6
828
16,5
540
,02
17,3
12,5
218
88,3
0-3
9,98
14,2
623
904,
851,
566,
382,
040,
660,
084,
819
200,
004,
0018
,96
2858
,93
40,0
217
,512
,24
1845
,92
-39,
9714
,13
2390
4,85
1,70
6,39
2,23
0,72
0,09
519
200,
004,
0019
,10
2880
,14
40,0
217
,612
,10
1824
,71
-39,
9714
,06
2390
4,85
1,77
6,40
2,32
0,75
0,10
619
200,
004,
0019
,80
2986
,40
40,0
217
,911
,40
1718
,45
-39,
9613
,71
2390
4,85
2,13
6,44
2,79
0,91
0,12
719
200,
004,
0020
,51
3093
,04
40,0
218
,310
,69
1611
,81
-39,
9513
,36
2390
4,85
2,48
6,48
3,26
1,06
0,14
819
200,
004,
0021
,22
3200
,15
40,0
318
,69,
9815
04,7
0-3
9,94
13,0
123
904,
852,
846,
523,
721,
220,
169
1920
0,00
4,00
21,9
433
07,7
840
,03
19,0
9,26
1397
,07
-39,
9312
,65
2390
4,85
3,21
6,58
4,19
1,38
0,17
1019
200,
004,
0022
,65
3416
,00
40,0
319
,38,
5512
88,8
5-3
9,92
12,3
023
904,
853,
576,
644,
671,
540,
1911
1920
0,00
4,00
23,3
835
24,9
040
,03
19,7
7,82
1179
,95
-39,
9011
,95
2390
4,85
3,93
6,71
5,14
1,71
0,21
1219
200,
004,
0024
,10
3634
,54
40,0
420
,17,
1010
70,3
1-3
9,88
11,6
023
904,
854,
306,
785,
621,
880,
2313
1920
0,00
4,00
24,8
337
44,9
940
,04
20,4
6,37
959,
86-3
9,85
11,2
523
904,
854,
676,
876,
102,
050,
2414
1920
0,00
4,00
25,5
738
56,3
440
,04
20,8
5,63
848,
51-3
9,82
10,9
023
904,
855,
056,
966,
582,
220,
2615
1920
0,00
4,00
26,3
239
68,6
640
,04
21,2
4,88
736,
19-3
9,78
10,5
623
904,
855,
427,
057,
062,
400,
2816
1920
0,00
4,00
27,0
740
82,0
340
,04
21,6
4,13
622,
82-3
9,72
10,2
223
904,
855,
807,
167,
552,
590,
3017
1920
0,00
4,00
27,8
341
96,5
540
,04
21,9
3,37
508,
30-3
9,64
9,91
2390
4,85
6,19
7,28
8,04
2,78
GZ
(m
) p/
KG
=B
AN
DA
- G
Zt
CO
LUN
AS
BE
CO
LUN
AS
BB
PO
NT
OO
N +
CO
LUN
AS
PO
NT
OO
NS
178
3.2) Determinação do GZ para inclinação longitudinal p/ T= 23,6 m e KGreal= 18,00 m:
Tabelas D.4: Determinação do GZ geométrico para TRIM.
(rad) (graus) ∆ (t) VCB (m) H (m) ∆ (t) LCB (m) VCB (m) H (m) ∆ (t) LCB (m) VCB (m) H (m) ∆ (t) LCB (m) VCB (m)0,00 0 19200,00 4,00 15,60 1568,28 40,00 15,8 15,60 1568,28 0,00 15,80 15,60 1568,28 -40,00 15,800,01 0,4 19200,00 4,00 15,88 1596,36 40,00 15,9 15,60 1568,28 0,00 15,80 15,32 1540,21 -40,00 15,660,01 0,8 19200,00 4,00 16,16 1624,43 40,00 16,1 15,60 1568,28 0,00 15,80 15,04 1512,13 -40,00 15,520,02 1,2 19200,00 4,00 16,44 1652,52 40,01 16,2 15,60 1568,28 0,00 15,80 14,76 1484,05 -39,99 15,380,03 1,6 19200,00 4,00 16,72 1680,61 40,01 16,4 15,60 1568,28 0,00 15,80 14,48 1455,96 -39,99 15,240,03 2 19200,00 4,00 17,00 1708,71 40,01 16,5 15,60 1568,28 0,00 15,80 14,20 1427,86 -39,99 15,100,04 2,4 19200,00 4,00 17,28 1736,82 40,01 16,6 15,60 1568,28 0,00 15,80 13,92 1399,74 -39,99 14,960,05 2,8 19200,00 4,00 17,56 1764,95 40,01 16,8 15,60 1568,28 0,00 15,80 13,64 1371,61 -39,99 14,820,06 3,2 19200,00 4,00 17,84 1793,11 40,01 16,9 15,60 1568,28 0,00 15,80 13,36 1343,46 -39,98 14,680,06 3,6 19200,00 4,00 18,12 1821,28 40,01 17,1 15,60 1568,28 0,00 15,80 13,08 1315,29 -39,98 14,540,07 4 19200,00 4,00 18,40 1849,48 40,02 17,2 15,60 1568,28 0,00 15,80 12,80 1287,09 -39,98 14,400,08 4,4 19200,00 4,00 18,68 1877,70 40,02 17,3 15,60 1568,28 0,00 15,80 12,52 1258,87 -39,98 14,260,08 4,8 19200,00 4,00 18,96 1905,96 40,02 17,5 15,60 1568,28 0,00 15,80 12,24 1230,61 -39,97 14,130,09 5 19200,00 4,00 19,10 1920,10 40,02 17,6 15,60 1568,28 0,00 15,80 12,10 1216,47 -39,97 14,060,10 6 19200,00 4,00 19,80 1990,93 40,02 17,9 15,60 1568,28 0,00 15,81 11,40 1145,63 -39,96 13,710,12 7 19200,00 4,00 20,51 2062,03 40,02 18,3 15,60 1568,28 0,00 15,81 10,69 1074,54 -39,95 13,360,14 8 19200,00 4,00 21,22 2133,43 40,03 18,6 15,60 1568,28 0,00 15,81 9,98 1003,13 -39,94 13,010,16 9 19200,00 4,00 21,94 2205,18 40,03 19,0 15,60 1568,28 0,00 15,81 9,26 931,38 -39,93 12,650,17 10 19200,00 4,00 22,65 2277,34 40,03 19,3 15,60 1568,28 0,00 15,82 8,55 859,23 -39,92 12,300,19 11 19200,00 4,00 23,38 2349,93 40,03 19,7 15,60 1568,28 0,00 15,82 7,82 786,63 -39,90 11,950,21 12 19200,00 4,00 24,10 2423,02 40,04 20,1 15,60 1568,28 0,00 15,82 7,10 713,54 -39,88 11,600,23 13 19200,00 4,00 24,83 2496,66 40,04 20,4 15,60 1568,28 0,00 15,83 6,37 639,91 -39,85 11,250,24 14 19200,00 4,00 25,57 2570,89 40,04 20,8 15,60 1568,28 0,00 15,83 5,63 565,68 -39,82 10,900,26 15 19200,00 4,00 26,32 2645,77 40,04 21,2 15,60 1568,28 0,00 15,84 4,88 490,80 -39,78 10,560,28 16 19200,00 4,00 27,07 2721,35 40,04 21,6 15,60 1568,28 0,00 15,84 4,13 415,21 -39,72 10,220,30 17 19200,00 4,00 27,83 2797,70 40,04 21,9 15,60 1568,28 0,00 15,85 3,37 338,87 -39,64 9,91
(rad) (graus) ∆ (t) LCB (m) VCB (m) 0,00 18,000,00 0 23904,85 0,00 6,32 0,00 0,000,01 0,4 23904,85 0,09 6,32 0,14 0,010,01 0,8 23904,85 0,19 6,32 0,28 0,030,02 1,2 23904,85 0,28 6,33 0,42 0,040,03 1,6 23904,85 0,38 6,33 0,55 0,050,03 2 23904,85 0,47 6,33 0,69 0,060,04 2,4 23904,85 0,57 6,33 0,83 0,080,05 2,8 23904,85 0,66 6,34 0,97 0,090,06 3,2 23904,85 0,75 6,34 1,11 0,100,06 3,6 23904,85 0,85 6,35 1,25 0,120,07 4 23904,85 0,94 6,36 1,38 0,130,08 4,4 23904,85 1,04 6,36 1,52 0,140,08 4,8 23904,85 1,13 6,37 1,66 0,160,09 5 23904,85 1,18 6,37 1,73 0,160,10 6 23904,85 1,42 6,40 2,08 0,200,12 7 23904,85 1,66 6,43 2,43 0,230,14 8 23904,85 1,90 6,46 2,78 0,270,16 9 23904,85 2,14 6,49 3,13 0,310,17 10 23904,85 2,38 6,53 3,48 0,350,19 11 23904,85 2,62 6,58 3,83 0,400,21 12 23904,85 2,87 6,63 4,18 0,440,23 13 23904,85 3,11 6,69 4,54 0,490,24 14 23904,85 3,36 6,75 4,90 0,540,26 15 23904,85 3,61 6,81 5,26 0,600,28 16 23904,85 3,87 6,88 5,62 0,650,30 17 23904,85 4,12 6,96 5,98 0,72
GZ (m) p/ KG=
COLUNAS RÉTRIM - GZl PONTOONS COLUNAS VANTE COLUNAS MEIA NAU
TRIM - GZl PONTOON + COLUNAS
179
APÊNDICE E – CARACTERÍSTICAS PRINCIPAIS DO TANQUE D E PROVAS DO CNAVAL/IPT E SUAS INSTALAÇÕES:
Os ensaios foram realizados no Tanque de Provas do Centro de Engenharia Naval e
Oceânica do Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo, IPT-SP. O tanque
tem 280 m de comprimento total, 6.6 m de largura e profundidade típica de 4.0 m na sua
seção principal. As dimensões principais podem ser observadas na Figura abaixo.
Figura E.1: Dimensões Principais do Tanque de Provas – Corte Transversal
DIMENSÕES PRINCIPAIS:
• SEÇÃO LARGA 220 x 6,6 x 4,5 m;
• SEÇÃO ESTREITA 60 x 3,7 x 2,0 m;
• VELOC. MAX. DE ENSAIO 7,0 m/s;
• COMP. DE MODELOS 2,0 a 6,0 m.
180
Figura E.2: Dimensões Principais do Tanque de Provas – Corte Longitudinal.
181
EQUIPAMENTOS UTILIZADOS NO ENSAIO COM MODELO P18:
• Células de carga Interface, modelo MB-5, séries C82173, C82235, D58339
e C82256 . Capacidade de 5 libras (Força nas amarras);
• Transdutores de pressão STATHam, PM5TC + - 0,30, séries 15585 e
15583. O transdutor 15583 foi substituído em 17/05/10 pela série 15 582
(PM5TC + - 0,15):
o Diâmetro externo = 10 mm;
o Coordenadas (X;Y): (19,70 m; -23,00m) / RÉ-BB (- 19,7 m; 23,0 m);
o Precisão: VA-BE= +/- 0,002 mm / RÉ-BB = +/- 0,020 mm.
• Sistema de medição de movimentos 6DOF (graus de liberdade)
QUALISYS, com 3 câmeras OQUS série 500 Séries 10360, 10361 e
10365. Precisão:
o Angular: +/- 0,2 graus;
o Lineares +/- 0,0005 m.
• Ótico para calados: Sistema de câmeras comuns de vigilância e circuito
interno de imagens (filmagem dos calados).
As taxas de aquisição utilizadas foram de 100 Hz (amostras por segundo) para os
sensores acima, com exceção das imagens para o calado, cuja taxa foi de 30 Hz (quadros
por segundo).
182
APÊNDICE F – AFERIÇÃO DO MODELO SSATB/MG USADO NA ANÁLISE DOS ENSAIOS:
O modelo da P-18 utilizado neste trabalho foi elaborado pela bureau de projeto da
Sociedade Classificadora DNV e passou pelo processo de aprovação mandatório para que
passe a ser utilizado como ferramenta de análise para suporte à emergências na Petrobras,
conforme relatório específico (referência [45]).
Este processo de aprovação determina que as propriedades hidrostáticas constantes
da documentação certificada deverão ser comparadas com as informações calculadas pelo
código SSTAB. Caso sejam constatadas diferenças superiores a 0,5% (meio por cento), os
motivos da diferença deverão ser apresentados e aceitos ou o modelo corrigido. Este
processo garante que o modelo da unidade e os principais resultados do SSTAB sejam
comparados aos resultados do sistema de modelação e cálculo de estabilidade da Sociedade
Classificadora da unidade que são totalmente independentes e são utilizados e verificados
continuamente ao redor do mundo.
Dentre os parâmetros comparados no referido relatório [45], segue abaixo as tabelas
comparativas de dois particularmente relevantes para este trabalho, o deslocamento (Tabela
F.1) e o KMt (Tabela F.2).
183
Tabelas F.1: Comparação deslocamento SSTAB e do Manual Operação [45].
Tabelas F.2: Comparação KMt calculado pelo SSTAB e do Manual Operação [45].
184
APÊNDICE G – DETERMINAÇÃO DO KMt DO MODELO A PARTIR DAS SUAS CARACTERÍSTICAS DIMENSIONAIS BÁSICAS:
Em função das discrepâncias encontradas entre os resultados da aferição do KG e do
Teste de Inclinação convencional, apresentadas na Seção 8.2, foi necessário solicitar ao IPT
as dimensões básicas do modelo para verificar alguns dos parâmetros hidrostáticos
relevantes, basicamente o KMt. Os dados dimensionais apurados foram obtidos com o
máximo rigor possível que o prazo permitiu (Figuras G.1 e G.2), mas não podem ser
considerados como definitivos. O objetivo de curto prazo foi obter os dados da área de
linha dágua para poder determinar a inércia.
Figura G.1: Dimensões preliminares do modelo no plano horizontal.
185
Figura G.2: Dimensões preliminares do modelo em perspectiva.
As dimensões apuradas do modelo e da P-18 (REF.: [46], [47], [48] e [49]) estão na
Tabela G.1 abaixo, onde é possível verificar algumas diferenças importantes nas dimensões
das colunas e na distância entre as mesmas que terão influência sobre o KMt..
Tabela G.1: Comparativo das dimensões de interesse do modelo e da P-18.
MODELO P-18
LONG EXTREMA ENTRE COLUNAS (m) VA & RÉ 69,900 69,920TRANSV EXTREMA ENTRE COLUNAS (m) PROA 70,700 69,550TRANSV EXTERNA ENTRE COLUNAS (m) POPA 71,050 69,550
(m) PR-BE 13,050 12,950(m) PR-BB 13,000 12,950(m) PP-BE 13,000 12,950(m) PP-BB 13,000 12,950(m) PR-BE 13,900 13,770(m) PR-BB 14,000 13,770(m) PP-BE 14,000 13,770(m) PP-BB 13,900 13,770
RAIO DE CANTO DAS COLUNAS VANTE (m) 5,00BLISTERS EXTENDENDO ALÉM COSTADO
COLUNA(m) SIM NÃO
PROA 56,750 55,780POPA 57,100 55,780
(m)
DIMENSÕES AFERIDAS DO MODELO
LONGITUDINAL SEÇÃO COLUNA
TRANSVERSAL SEÇÃO COLUNA
TRANSVERSAL ENTRE CENTROS DE COLUNA
186
Para efeito de comparação qualitativa as inércias foram determinadas sem
considerar os blisters e assumindo que a seção das colunas é retangular. Estas duas
aproximações têm efeitos contrários sobre a inércia e tem a tendência a se anularem, e
foram aplicadas tanto para o modelo como para a P-18 com o objetivo de permitir a
comparação entre ambas e da P-18 calculada com a obtida das hidrostáticas. Os resultados
da determinação das inércias está na Tabela G.2 indicando uma diferença de 6%.
Tabela G.2: Determinação das inércia do modelo e da P-18.
MODELO P-18
PR-BE 181,40 178,32
PR-BB 182,00 178,32
PP-BE 182,00 178,32
PP-BB 180,70 178,32
PR-BE 2.920,61 2.817,67
PR-BB 2.972,67 2.817,67
PP-BE 2.972,67 2.817,67PP-BB 2.909,42 2.817,67TOTAL 11.775,36 11.270,69PR-BE 146.048,48 138.707,75PR-BB 146.535,59 138.707,75PP-BE 148.348,66 138.707,75PP-BB 147.289,02 138.707,75TOTAL 588.221,75 554.831,01
TOTAL GERAL INÉRCIAS (m^4) 599.997,12 566.101,706,0%DIF. RELATIVA ENTRE AS INÉRCIAS (base P-18)
INÉRCIA DE ÁREA (m^4)
(m^4
)(m
^4)
(m^2
)
DETERMINAÇÃO DAS INÉRCIAS
INÉRCIA PRÓPRIA
ÁREA SEÇÃO COLUNA
Tabela G.3: Características hidrostáticas e comparativo com a inércia calculada.
INÉRCIA HIDROSTÁTICAS (m^4) 572.795,95DESLOCAMENTO HIDROSTÁTICAS (m^3) 35739,49
VCB HIDROST (m) 8,150-1,2%DIF. RELATIVA p INÉRCIA CALCULADA (base HIDROST.)
CARACTERÍSTICAS HIDROSTÁTICAS P-18
187
A comparação entre a inércia calculada para a P-18 e obtida das hidrostáticas para o
mesmo calado (Tabela G.3 acima) demonstrou que a inércia calculada está a apenas 1,2 %
menos que a das hidrostática, indicando que a metodologia de cálculo é suficientemente
precisa.
O próximo passo é aplicar este mesmo percentual à inércia calculada para o modelo
para determinar o KMt. Como foi apurado características do modelo suficientes apenas
para determinar a inércia da linha dágua, o deslocamento e o VCB usados na determinação
do KMt do modelo foram obtidos nas hidrostáticas, conforme apresentado na Tabela G.4
abaixo.
Tabela G.4: Determinação do KMt do modelo.
INÉRCIA "CORRIGIDA" p/ HIDROSTÁTICAS (m^4) 607.092,19BMt (m) 16,99KMt (m) 25,14
DETERMINAÇÃO DO KMt do MODELO
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![TESE SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DA ... OLIVEIRA, VINICIUS MAIA BARRETO DE Análise e projeto de tenso-estruturas têxteis para coberturas [Rio de Janeiro] 2003 XX, 139 p. 29,7 cm (COPPE/UFRJ,](https://img.document.onl/doc/110x75/5c0212a009d3f252338d7c1d/tese-submetida-ao-corpo-docente-da-oliveira-vinicius-maia-barreto-de-analise.jpg)
