análise de plataformas fixas de aço offshore com ênfase na ...

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I - INTRODUÇÃO I.1- OBJETIVO Este Projeto Final de Curso tem como objetivo comparar e indicar as diferenças das metodologias das normas de análise estrutural de Plataformas Fixas de aço, considerando as incertezas das cargas ambientais de onda, vento e corrente e as incertezas relacionadas às resistências. Para tal serão analisados e comparados os resultados obtidos pela aplicação dos critérios de dimensionamento da API-RP2A (WSD) e da API-RP2A (LRFD), sobre alguns elementos de uma jaqueta de uma plataforma "offshore", permitindo avaliar o impacto das mudanças sobre o projeto da mesma. Para muitas estruturas projetadas hoje em dia o uso de computadores faz-se necessário. Para uma jaqueta de uma plataforma fixa "offshore" não é diferente. Trata-se de uma estrutura composta por milhares de graus de liberdade, onde juntas e barras são solicitadas por dezenas de carregamentos, alguns dos quais bastante complexos, tais como carga de onda e corrente. As barras e as juntas de uma jaqueta, além de solicitados por inúmeros carregamentos, devem ser dimensionados segundo vários critérios como tensões, instabilidade local e global, puncionamento e fadiga. Logo, para o projeto completo de uma jaqueta faz-se necessário o uso de sistemas de análise de iteração SOLO-FLUIDO-ESTRUTURA tipo ADEP [6, 7, 8]. Neste trabalho daremos enfoque à análise dos esforços nas pernas ("chords") e diagonais (“braces") e ao puncionamento das ligações PERNAS / DIAGONAIS. 1
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  • I - INTRODUO

    I.1- OBJETIVO

    Este Projeto Final de Curso tem como objetivo comparar e indicar as diferenas das

    metodologias das normas de anlise estrutural de Plataformas Fixas de ao, considerando as

    incertezas das cargas ambientais de onda, vento e corrente e as incertezas relacionadas s

    resistncias.

    Para tal sero analisados e comparados os resultados obtidos pela aplicao dos

    critrios de dimensionamento da API-RP2A (WSD) e da API-RP2A (LRFD), sobre alguns

    elementos de uma jaqueta de uma plataforma "offshore", permitindo avaliar o impacto das

    mudanas sobre o projeto da mesma.

    Para muitas estruturas projetadas hoje em dia o uso de computadores faz-se

    necessrio. Para uma jaqueta de uma plataforma fixa "offshore" no diferente. Trata-se de

    uma estrutura composta por milhares de graus de liberdade, onde juntas e barras so

    solicitadas por dezenas de carregamentos, alguns dos quais bastante complexos, tais como

    carga de onda e corrente.

    As barras e as juntas de uma jaqueta, alm de solicitados por inmeros carregamentos,

    devem ser dimensionados segundo vrios critrios como tenses, instabilidade local e global,

    puncionamento e fadiga. Logo, para o projeto completo de uma jaqueta faz-se necessrio o

    uso de sistemas de anlise de iterao SOLO-FLUIDO-ESTRUTURA tipo ADEP [6, 7, 8].

    Neste trabalho daremos enfoque anlise dos esforos nas pernas ("chords") e

    diagonais (braces") e ao puncionamento das ligaes PERNAS / DIAGONAIS.

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  • I.2- GENERALIDADES

    Ao longo do tempo, o homem aprendeu que toda vez que so definidos padres para

    certos procedimentos, ganha-se tempo e qualidade, uma vez que na definio destes padres,

    opta-se pelo que h de melhor, baseado em ensaios, pesquisas e experincias anteriores.

    Visando estas padronizaes, foram criadas as normas, cujos comits so constitudos das

    maiores autoridades do meio cientfico, acadmico e profissional.

    Na rea de projeto de estruturas no foi diferente. Visando uma padronizao dos

    critrios de anlise e dimensionamento, foram desenvolvidas normas ou recomendaes.

    Assim em funo do tipo de material, do carregamento a que esto sujeitas e a utilizao que

    se prope para a estrutura, no esquecendo a responsabilidade e os riscos que esta pode

    incorrer, ter sua normalizao prpria ou uma que melhor se enquadre s suas caractersticas.

    Em 1889, o Texas nos EUA, lugar conhecido como "o bero do Petrleo no Mundo",

    foi o ponto inicial da extrao petrolfera. A indstria "offshore" (em mar aberto, longe do

    litoral) de extrao de petrleo teve incio no final do sculo passado na costa da Califrnia

    com estruturas rsticas de madeira e lminas d'gua (distncia do fundo onde se assenta

    plataforma a superfcie livre do mar) em torno de cinco metros. S em 1947 foram

    construdas as duas primeiras plataformas metlicas, j com o conceito de Jaqueta, pela

    empresa Superior Oil Company. Esse conceito consistiu em fabricar em canteiro, uma

    estrutura de travejamento que fosse colocada no local de instalao por guindaste e que

    servisse inicialmente de guia para a cravao das estacas e posteriormente travejamento para

    estas abaixo da linha dgua, provendo dessa maneira considervel resistncia s aes

    ambientais. Essas estruturas metlicas, mudaram o rumo da construo offshore, pois

    possibilitaram a instalao muito mais rpida do estaqueamento ao mesmo tempo em que

    abriram o caminho para lminas dgua mais profundas.

    2

  • Posteriormente foram instaladas no Golfo do Mxico, em guas de at 60 metros de

    profundidade. Entre 1950 e 1960, as plataformas j produziam em guas de at 100 metros,

    chegando, anos depois, para profundidades de 400 e 500 metros.

    Figura I.1

    Na dcada de 50, s se explorava a plataforma continental no golfo do Mxico e a

    Califrnia; dez anos depois, a explorao j era realizada desde a Austrlia at o Alaska.

    No grfico correspondente Figura I.2 tem-se a evoluo histrica da explorao de

    petrleo at o ano de 1980 por meio de plataformas fixas de petrleo.

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  • JAQUETA1930 1940 1950 1960 1970 1980

    Anos

    0

    100

    200

    300

    400

    Lm

    ina

    d'g

    ua (m

    )

    Figura I.2 - Desenvolvimento Histrico

    Observa-se no grfico que no perodo compreendido entre 1950 e 1980 (30 anos) a

    lmina dgua passou os 300 m.

    No Brasil, os trabalhos preliminares de levantamento geofsico surgiram em 1959.

    Segundo publicaes oficiais, programava-se para o incio de 1968 a operao da

    primeira plataforma de perfurao auto-elevatria (ver exemplo na Figura I.3). Esta, a

    Petrobrs I, seria construda pelas empresas Mecnica Pesada e Estaleiros Mau, porm, o

    programa exploratrio foi antecipado com a contratao da plataforma Vinegaroom empresa

    Zapata Overseas. Em 1962, a costa do Sergipe at o Rio de Janeiro serviu de base paras as

    4

  • primeiras perfuraes (Alagoas, Sergipe e Esprito Santo). O primeiro poo brasileiro, o 1-

    ESS-1, foi realizado no litoral do Esprito Santo, o qual no teve sucesso.

    Figura I.3 Plataforma Auto-Elevatria (Perfurao de Poos)

    O segundo poo, este em Sergipe, o 1-SES-1, foi desativado por dificuldades

    mecnicas. Em 1968, iniciou-se a perfurao do 1-SES-1A, que ao atingir 1320 metros de

    profundidade, apresentou petrleo jorrando um volume estimado de 100 barris por hora. Esse

    foi o poo pioneiro, dando incio produo no mar e que veio a constituir o complexo de

    Guaricema, instalado em Sergipe e que at hoje continua funcionado como estao de

    extrao de petrleo. Em 1996, no Brasil, existiam setenta e oito plataformas fixas metlicas

    atingindo at 170 metros de profundidade (distncia do fundo do mar a superfcie livre do

    mar) na Bacia de Campos.

    5

  • I.3 - CONCEPES ESTRUTURAIS PARA EXPLOTAO DE PETRLEO EM GUAS RASAS E INTERMEDIRIAS (PLATAFORMAS FIXAS DE AO E CONCRETO E PLATAFORMAS FLUTUANTES)

    At uma lmina d'gua de 30 metros a instalao de uma plataforma fixa de petrleo

    segue basicamente, com o auxilio de guindastes em todas as suas fases. Em 1955, a Shell

    iniciou a instalao em lminas d'gua superiores a 30 metros, ocasionando o surgimento de

    um novo problema, que consistia no peso e nas dimenses da jaqueta a ser iada. Em 1957 foi

    construda a primeira barcaa de lanamento, permitindo assim, a evoluo para lminas

    dgua mais profundas, denominadas de guas intermedirias. Com o avano tecnolgico, o

    nmero de estacas por perna da jaqueta evoluiu de uma, cravada pelo seu interior, para um

    grupo ligado diretamente perna ou jaqueta atravs de estruturas aporticadas na parte

    inferior da mesma (Figura I.4). Verificou-se que o limite tcnico/econmico para este tipo de

    plataforma foi de aproximadamente 500 metros. No Brasil, esta concepo atingiu a

    profundidade de 170 metros. Na Figura I.5 tem-se o conjunto das sete plataformas fixas mais

    profundas operando na bacia de Campos.

    Na Figura I.6 apresenta-se alm das plataformas fixas de ao e concreto, outras

    concepes estruturais que viabilizam a explorao econmica do petrleo em guas

    intermedirias, profundas e ultraprofundas:

    - (a) Plataformas fixas de ao (tambm conhecidas como jaquetas);

    - (b) Plataformas fixas de concreto (Mar do Norte);

    - (c) Plataformas flutuantes semi-submersveis;

    - (d) Navios ancorados (FPSO);

    - (e) Plataformas de pernas atirantadas (TLP);

    6

  • FIGURA I.4

    FIGURA I.5

    7

  • importante ressaltar que a plataforma fixa mais profunda instalada na costa brasileira

    a de Namorado II (mais direita da Figura I.5).

    As principais caractersticas da plataforma Namorado II so:

    - lmina dgua = 172 metros

    - ano de instalao = 1982

    - produo mdia diria = 35.000 bpd

    Atualmente, as principais plataformas fixas na Bacia de Campos so:

    Enchova I;

    Garoupa;

    Namorado I e Namorado II;

    Pampo I;

    Cherne I e Cherne II;

    Pampo IA e Pampo IB;

    Carapeba I, Carapeba II e Carapeba III;

    Vermelho I, Vermelho II e Vermelho III;

    importante ressaltar que as plataformas fixas mais profundas operando no Golfo do

    Mxico so as de Cognac instalada em 1978 a 309 m e a Bullwinkle instalada em 1980 a

    412 m.

    No Brasil foram instaladas somente trs plataformas de concreto (Ubarana I,II e III no

    Rio Grande do Norte) em guas rasas (15 metros) , sendo que as maiores plataformas fixas de

    concreto foram instaladas no Mar do Norte.

    8

  • Figura I.6 - Plataformas fixas (ao e concreto) e Plataformas flutuantes

    9

  • II PLATAFORMAS FIXAS DE AO

    Conforme descrito no captulo I, as plataformas fixas de ao so utilizadas para a

    explorao de petrleo em guas rasas e intermedirias. Recomendaes de anlise e projeto

    so fornecidos pela API-RP-2A [1].

    Nos fluxogramas das Figuras II.1 e II.2 tem-se uma viso geral das etapas de projeto,

    construo e instalao de uma plataforma fixa de petrleo.

    II.1 - Descrio das Etapas de Instalao

    Conforme pode ser visto nos dois fluxogramas apresentados, uma das grandes

    diferenas entre uma estrutura offshore e uma estrutura onshore est no fato de que a

    construo da primeira realizada no mar (dificuldade implcita), num local completamente

    diferente (normalmente mais do que um) do local de instalao escolhido para a explorao

    do petrleo. Uma plataforma martima tipo jaqueta envolve basicamente as seguintes etapas:

    construo, embarque, transporte e instalao.

    A listagem dos ns crticos faz-se fundamental para inspees futuras

    Na Figura II.3 tem-se uma viso do conjunto da instalao de uma plataforma fixa de

    petrleo em guas intermedirias.

    Nas Figuras II.4.a, II.4.b tem-se representada a fase de lanamento, na Figura II.4.c

    fase de verticalizao e na Figura II.5 a fase intermediria de flutuao.

    10

  • Figura II.1

    11

  • CONSTRUO E INSTALAO DE PLATAFORMAS FIXASPARA GUAS INTERMEDIRIAS

    PROJETOCONSTRUO

    DEPLATAFORMAS

    FABRICAODA JAQUETA

    FABRICAODOS CONVESES

    FABRICAODE ESTACAS

    CARREGAMENTONA BARCAA

    CARREGAMENTONA BARCAA

    CARREGAMENTONA BARCAA

    TRANSPORTE ATO LUGAR DEINSTALAO

    TRANSPORTE ATO LUGAR DEINSTALAO

    TRANSPORTE ATO LUGAR DEINSTALAO

    LANAMENTO

    VERTICALIZAO

    CRAVAO DASESTACAS

    INSTALAO DOSCONVESES EFACILIDADES

    Figura II.2

    12

  • Figura II.3 Procedimento de Instalao

    13

  • ESTGIO 1 ESTGIO 2

    ESTGIO 3 ESTGIO 4 ESTGIO 5

    Figura II.4.a Incio do Lanamento (Estgio 1 e 2)

    Figura II.4.b Lanamento (Trajetria)

    Figura II.4.c- Verticalizao

    14

  • LANAMENTO

    FLUTUAO APS LANAMENTO

    VERTICALIZAO

    Figura II.5 - Fase intermediria entre lanamento e verticalizao

    15

  • II.2 - Interao Solo-Fluido-Estrutura de Plataformas Fixas de Ao

    Na Figura I.1 so apresentados os principais componentes estruturais de uma

    plataforma fixa de ao (conveses, jaqueta e estacas) e na Figura II.6 so apresentadas as

    principais aes ambientais (vento, onda e corrente) sobre a estrutura. Os esforos nos

    diversos elementos estruturais e juntas so determinados de uma forma a considerar o

    comportamento conjunto dos componentes estruturais incluindo a interao das aes

    ambientais e as respectivas reaes do solo sobre a estrutura.

    FIGURA II.6

    16

  • Tal metodologia implica que as caractersticas geolgicas sejam determinadas

    previamente de uma forma criteriosa dada a influncia que os respectivos parmetros do solo

    tm sobre o comportamento global da estrutura [4].

    Uma das caractersticas particulares anlise de estruturas offshore consiste na

    necessidade de considerar simultaneamente:

    O solo, na anlise das fundaes, onde o comportamento no-linear do meio

    considerado na anlise estrutural em um modelo de elementos finitos. Devem ser

    considerados aspectos tais como amortecimento e efeitos no-lineares, que incluem

    a plasticidade do solo;

    O fluido, na definio dos carregamentos e de parmetros dinmicos como massa e

    amortecimento. O clculo das cargas devidas ao fluido basicamente um problema

    hidrodinmico, o qual portanto estar tambm interligado anlise estrutural;

    A estrutura propriamente dita, a qual por sua vez pode ser subdividida em

    subestruturas, incluindo: estrutura de suporte, convs, estacas, risers, tendes.

    II.2.1 - Descrio das Estacas

    As estacas so peas de seo transversal reduzida quando comparadas com o

    comprimento que, por razes tcnicas e econmicas, so utilizadas essencialmente quando se

    quer transmitir os esforos provenientes das estruturas para camadas mais profundas do

    terreno. Sob o ponto de vista executivo, podem ser de dois tipos : pr-moldadas ou moldadas

    in situ. As estacas pr-moldadas so introduzidas no terreno por cravao, por perfurao

    do mesmo ou por presso esttica, e podem ser de madeira, ao ou concreto armado. J as

    estacas moldadas in situ so introduzidas no terreno por perfurao (in situ) com ou sem

    molde ou por cravao do molde.

    17

  • As estacas de estruturas offshore, na maioria dos casos, so de ao, tubulares e

    apresentam relao dimetro / espessura na ordem de 30. A Figura II.7 apresenta um caso

    tpico de uma plataforma fixa de ao instalada em guas rasas. As estacas, neste caso, so

    cravadas com a utilizao de equipamentos especiais.

    Figura II.7 - Plataforma fixa de ao

    II.2.2 - Descrio do Solo

    Em estruturas offshore tipo jaqueta, torres complacentes e TLP (Figura II.8) utilizam-

    se exclusivamente estacas com grande profundidade, sendo que a ao das cargas laterais

    suportada por aproximadamente 1/3 do seu comprimento. Os restantes 2/3 so definidos a

    partir das cargas verticais que so absorvidas parte pelo atrito lateral e parte pela ponta

    (Figura II.10 e II.11 respectivamente). Nos casos reais, o topo da estaca apresenta uma rigidez

    18

  • relativa parte superior (jaqueta, template, etc.) que restringe parcialmente as rotaes

    (Figura II.9).

    Figura II.8 - (a) JAQUETA; (b) TORRE COMPLACENTE; (c) TLP

    O solo representado por um conjunto de molas no-lineares que representam o

    comportamento lateral do solo (curvas p-y), comportamento axial do solo (curvas t-z) e

    comportamento de ponta (curvas q-u), conforme Figura II.12.

    Figura II.9

    19

  • As curvas representativas do comportamento do solo so o resultado de vrios ensaios

    conduzidos por diversos pesquisadores ao longo das ltimas dcadas. Os resultados dos

    ensaios so analisados e amplamente discutidos pela comunidade cientfica e tecnolgica

    antes de serem incorporados a API-RP-2A [1]. Na dcada de oitenta foram realizadas grandes

    modificaes nas curvas que representam o comportamento lateral do solo (curvas p-y) e na

    dcada de noventa foram introduzidas s curvas representativas do comportamento axial e de

    ponta, as quais eram apenas recomendadas atravs de publicaes.

    Figura II.10 - COMPORTAMENTO LATERAL DE UMA ESTACA

    Figura II.11 - COMPORTAMENTO AXIAL DE UMA ESTACA

    20

  • Figura II.12 - DEFINIO DA ESTACA

    Figura II.13 - NS DE INTERFACE DA ESTACA / FUNDO DO MAR

    21

  • Segundo a API-RP-2A [1] o solo subdividido em: areia e argila, sendo a areia

    subdividida em fofa, mdia e densa, e, a argila subdividida em mole, mdia e rija.

    Os principais parmetros do solo so:

    s = peso especfico submerso do solo;

    cu = resistncia no-drenada (coeso aparente) no incio e no fim de cada

    camada;

    = ngulo de atrito interno do solo;

    = ngulo de atrito entre o solo e a estaca

    O mesmo conceito de grupo de estacas apresentado nas plataformas fixas de ao nas

    figuras I.6 e I.7 utilizado numa plataforma tipo TLP conforme figura II.14 [4].

    Figura II.14 PLATAFORMA DE PERNAS ATIRANTADAS TLP TENSION LEG PLATAFORM

    22

  • II.3 - Recomendaes e Critrios de Projeto

    A jaqueta de uma plataforma "offshore" tem como finalidade bsica sustentar o

    convs ou mdulos e , sem dvida, uma estrutura por demais peculiar, exigindo uma

    normalizao prpria, pois trata-se de uma estrutura grande a ser totalmente montada em

    terra, sendo a seguir embarcada, transportada e iada ou lanada ao mar, para ento ser

    instalada. Uma vez instalada, estar imersa em meio lquido corrosivo sujeita a cargas

    ambientais tipo onda, corrente e vento.

    Visando minimizar os esforos hidrodinmicos e a superfcie exposta corroso,

    bem como, maximizar o empuxo, aliviando as fundaes, opta-se por utilizar nestas

    estruturas essencialmente elementos tubulares.

    O estudo do comportamento de colapso de estruturas offshore constitui-se em um

    problema altamente complexo devido obrigatoriedade da considerao das caractersticas

    no-lineares geomtricas e fsicas para a determinao dos modos de falha, e a

    caracterizao das cargas e resistncias de uma forma probabilstica.

    No Brasil, como em grande parte do mundo, foi adotada a API-RP2A [1],

    "American Petroleum Institute - Recomended Practice for Planning, Designing and

    Construction of Fixed Offshore Platforms". No se trata de uma norma, mas sim de

    recomendaes especificamente orientadas para indstria "offshore".

    23

  • A API-RP2A possui critrios prprios para a considerao dos esforos

    hidrodinmicos e para o dimensionamento de elementos e juntas tubulares.

    A API constituda por pesquisadores de universidades e centros de tecnologia, por

    engenheiros das principais empresas de projeto dos Estados Unidos (Petro-Marine

    Engineers, Brown & Roots Inc., Earl & Wright Inc., etc..) e por engenheiros e

    pesquisadores ligados s principais empresas de explorao de petrleo (Shell, Exxon,

    Amaco, etc.). A API no atua somente no que se refere a plataformas fixas offshore. Ela

    tambm apresenta recomendaes para outras reas dentro da indstria offshore de acordo

    com o tipo de plataforma e componente estrutural.: plataformas tipo TLP, Risers e Pipeline,

    placas planas, placas cilndricas, sistemas flutuantes, cabos de fibra sinttica etc. Com um

    intervalo mximo de cinco anos, podendo reduzir-se a dois anos, a API sofre revises

    baseadas em ensaios de laboratrio e nas ltimas pesquisas, o que a tornam sempre

    atualizada. Outros quatro conjuntos de recomendaes bastante teis so fornecidos pela

    DnV (Det Norks Veritas), ABS(American Bureau of Shipping), BV (Bureau Veritas) e

    British Standard BS e atualmente a ISO no Brasil [4].

    Estudos foram conduzidos na dcada de 80 com o objetivo de viabilizar a

    construo e operao de jaquetas convencionais para lminas dgua superiores a 1600

    ps, seguindo as normas vigentes.

    Entretanto entraves tcnicos e operacionais surgiram. Como estas jaquetas so

    extremamente solicitadas, elementos tubulares chegariam a espessura de 6 cm, o que

    24

  • inviabiliza a soldagem, uma vez que no h tecnologia de solda capaz de garantir a

    integridade estrutural da jaqueta [5].

    25

  • III- ANLISE COMPARATIVA ENTRE AS FILOSOFIAS WSD E LRFD

    Na rea "offshore" as estruturas esto sujeitas a diversos tipos de carregamento,

    cada qual associado a diferentes nveis de incerteza. Em carregamentos de origem

    ambiental: onda, corrente, vento, eventualmente gelo, terremoto, e at mesmo furaces, o

    ndice de incerteza bastante elevado. J os carregamentos de origem gravitacional: peso

    prprio, peso de equipamentos, flutuabilidade, etc, so bem definidos com um nvel de

    incerteza muito menor.

    Da mesma forma encontramos diferentes ndices de incerteza na capacidade

    resistente dos elementos estruturais, em funo da geometria, tipo de solicitao, variaes

    no material, na fabricao ou mesmo de limitaes nos mtodos matemticos.

    O mtodo das tenses admissveis ("Working Stress Design" - WSD): a filosofia

    mais antiga. De acordo com seus critrios as tenses finais as quais uma seo de uma pea

    esteja solicitada devem ser menores ou iguais a determinada tenso admissvel, cujo valor

    corresponde tenso de escoamento ou tenso em que ocorra flambagem da pea,

    conforme o caso, afetadas por um nico fator de segurana. Este fator varia em funo do

    tipo de solicitao, da esbeltez da pea e da geometria da seo, e visa garantir que a pea

    trabalhe no regime elstico.

    Logo, todas as incertezas inerentes ao projeto so consideradas pelo fator de

    segurana associado a cada tipo de solicitao. Desconsidera-se assim, os diferentes nveis

    de incertezas associados a cada tipo de carregamento.

    26

  • J o dimensionamento com fatores de cargas e resistncia ("Load and Resistence

    Factor Design" - LRFD), est associado capacidade ltima do elemento estrutural de

    resistir ao esforo. Os fatores aplicados nos carregamentos buscam considerar o tipo de

    carregamento e as incertezas inerentes aos mesmos, enquanto que o fator aplicado

    resistncia da pea considerada a incerteza inerente a esta.

    Estes fatores de segurana advm de estudos probabilsticos nos quais o nvel de

    segurana adotado como meta corresponde ao nvel mdio utilizado pela API - WSD

    valendo-se desta forma, de toda experincia obtida pelos anos de uso da API - WSD.

    A principal vantagem desta filosofia a homogeneizao do ndice de segurana

    entre os diferentes elementos estruturais, independente do grau de incerteza das solicitaes

    que predominem sobre o mesmo.

    Em uma estrutura sujeita a carregamento tipo o de ondas e de correntes, estas cargas

    apresentam um grau maior de incertezas que o carregamento de peso prprio. Dependendo

    da relao entre as cargas ambientais e as cargas de peso prprio, a solicitarem determinado

    elemento estrutural obtm-se nveis de confiabilidade muito diferentes quando se adota a

    metodologia WSD, principalmente se considerarmos o acrscimo permitido por norma de

    1,33 nas tenses admissveis para esforos que provm, em parte, de carregamentos

    ambientais de tormenta.

    27

  • IV- CRITRIOS DE DIMENSIONAMENTO DA API - RP2A - WSD

    IV.1- Dimensionamento dos Elementos Tubulares

    Seus critrios so baseados no AISC. A API - RP2A dotada de metodologias

    especficas para a considerao de presso hidrosttica sobre membros tubulares,

    puncionamento nas juntas tubulares, verificao de fadiga, etc.

    Segundo a API, em todos os itens onde no possui um critrio especfico, devem ser

    adotados os critrios do AISC. No caso de elementos estruturais ou carregamentos no

    cobertos pela API ou pela AISC deve ser aplicada uma anlise racional de forma a se obter

    um fator de segurana equivalente aos da API ou aos do AISC.

    A API permite um acrscimo de 1/3 na tenso admissvel sempre que as solicitaes

    no elemento resultarem de carregamentos que incluam foras impostas por condies

    ambientais de tormenta, com a ressalva que o mesmo dever ser dimensionado para

    tambm resistir s cargas operacionais, (sem o acrscimo de 1/3). Desta forma necessrio

    verificar as duas situaes, operao e tormenta.

    As recomendaes de projeto da API foram especialmente desenvolvidas para

    elementos tubulares de dimenses e materiais tipicamente utilizados na indstria

    "offshore", (Fy < 413,7 MPa, D/t < 120), porm as frmulas propostas para flambagem

    local em membros sujeitos a compresso axial, flexo e presso hidrosttica so vlidas

    para todo elemento com a relao D/t < 300. A aplicao destas recomendaes para

    28

  • elementos tubulares em que D/t > 300 ou Fy > 413,7 MPa pode levar a resultados no

    conservativos.

    TRAO

    Ft = 0,6 Fy (IV.1.1)

    Onde:

    Fy = Tenso de escoamento.

    Ft = Tenso admissvel trao.

    COMPRESSO

    Os critrios adotados pela API neste item so os mesmos do AISC, diferenciando-se

    somente na considerao de instabilidade local para tubos com um valor relativamente alto

    para a relao D/t.

    29

  • Admite-se que um tubo submetido compresso axial est sujeito a trs tipos de

    colapso:

    - Escoamento do metal

    - Flambagem global

    - Flambagem local

    A curva de tenses admissveis para peas comprimidas dividida em duas regies.

    A primeira regio governada pela flambagem inelstica, e a segunda pela flambagem

    elstica (EULER). Para definir o limite entre estas duas regies definido o limite de

    esbeltez (Cc).

    A curva adotada para tenso admissvel compresso na regio governada pela

    flambagem inelstica corresponde curva proposta pelo CRC, "Column Research

    Council", dividida por um fator de segurana.

    22 ))(( r

    KlFpFyE

    FpFyFcr =

    (IV.1.2)

    Na qual Fp corresponde tenso no limite da proporcionalidade e foi trocada por:

    FrFyFp = (IV.1.3)

    Onde:

    30

  • Fy = Tenso de escoamento. Fr = Tenso residual. A tenso residual surge em conseqncia das deformaes plsticas e das diferenas

    de temperatura que se desenvolvem ao longo da seo do elemento durante o processo de

    fabricao. Para o ao carbono tem-se como mdia mxima de compresso residual 0,3 Fy.

    De forma a permitir uma transio suave entre o trecho da curva correspondente

    flambagem elstica (EULER) e trecho correspondente flambagem inelstica, foi arbitrado

    um valor de Fr = 0,5 Fy. Das equaes (IV.1.2) e (IV.1.3) tem-se:

    =

    2

    241

    rKl

    EFyFyFcr

    (IV.1.4)

    que corresponde curva proposta pelo CRC.

    O limite de esbeltez (Cc), que define se a pea est sujeita flambagem inelstica ou

    flambagem elstica obtido ao introduzirmos uma tenso crtica Fcr = 0,5 Fy

    (assumindo como limite da proporcionalidade) na formulao acima .

    2

    122

    =

    FyECc (IV.1.5)

    31

  • A curva referente ao trecho governado pela flambagem inelstica do AISC obtida

    pela substituio do Cc na equao (IV.1.4) e pela introduo de um fator de segurana.

    Como todas as colunas esto sujeitas imperfeies, tais como curvaturas iniciais

    ou excentricidades acidentais, o fator de segurana deve refletir tais condies.

    Ento, para elementos curtos em que os efeitos de pequenas excentricidades ou da

    tenso residual possam ser desprezados, o fator de segurana no precisa ser maior que o

    adotado para esforos de trao. Para elementos longos, onde o efeito de pequenas

    excentricidades pode tornar-se importante, o fator de segurana deve ser maior. O AISC

    prescreve para tais condies um acrscimo de 15% sobre o valor bsico obtendo-se um

    valor de 1,92. Para se obter uma transio suave entre FS=1,67 para Kl/r = 0 e o FS=1,92

    para Kl/r = Cc, foi adotada a seguinte equao do terceiro grau:

    ( )3/

    81

    8/3

    35

    +=

    CcrKl

    CcrKlFS (IV.1.6)

    32

  • Temos ento a curva que governa a tenso admissvel para os elementos sujeitos

    flambagem inelstica, definida por:

    ( )

    ( ) 32

    2

    /81

    8/3

    35

    2/1

    +

    =

    CcrKl

    CcrKl

    FyCc

    rKl

    Fa (IV.1.7)

    Para peas cujo comportamento governado pela flambagem elstica (Kl/r > Cc), a

    tenso admissvel obtida introduzindo-se um fator de segurana, na frmula de EULER.

    Frmula de Euler:

    ( )2

    2

    / rKlEFcr = (IV.1.8)

    Nesta formulao so assumidos os seguintes aspectos de uma coluna ideal:

    - So mantidas as mesmas relaes tenso-deformao ao longo de toda a seo

    da pea.

    - A tenso residual devido fabricao nula.

    - A coluna considerada perfeitamente reta e prismtica.

    33

  • - A resultante da carga atua sobre o centride da seo, at o momento da pea

    comear a flexo.

    - As condies dos extremos devem ser consideradas de forma a definir um

    comprimento equivalente a uma barra bi-rotulada.

    - No ocorrer toro da seo durante a flambagem.

    O fator de segurana aqui introduzido assumido constante FS = 1,92 ou

    FS = 23/12. Deve-se ressaltar que este fator de segurana deve cobrir entre outras coisas,

    vrias das consideraes assumidas para a frmula de Euler.

    ( )2

    2

    /2312

    rKlEFa = (IV.1.9)

    A formulao at aqui apresentada considera a pea em questo como sendo uma

    pea principal, uma pea essencial para a integridade da estrutura. de se supor ento que

    para peas secundrias e contraventamentos possamos usar coeficientes de segurana

    menores. Esta reduo dos fatores de segurana obtida segundo o AISC majorando-se o

    Fa obtido das frmulas (IV.1.7) e (IV.1.9) da seguinte maneira:

    =

    200/6,1 rl

    FaFa (IV.1.10)

    Esta fmula aplicada quando l/r < 120.

    34

  • FLAMBAGEM LOCAL

    Elementos tubulares com valores relativamente baixos para a relao D/t (D/t

    60 esto sujeitos ao colapso devido flambagem local para cargas muito

    abaixo do valor terico previsto pela teoria clssica de pequenas deformaes.

    O critrio adotado para a considerao da flambagem local a substituio da

    tenso de escoamento nas frmulas (IV.1.7) e (IV.1.9) pela tenso crtica para a flambagem

    local.

    Assim sendo, para elementos tubulares com 60 < D/t < 300 e com t > 6 mm, tanto a

    tenso para a flambagem local inelstica (Fxe) frmula (IV.1.11), quanto a tenso para a

    flambagem local elstica (Fxc) fmula (IV.1.12) devem ser determinadas, e a menor entre

    elas deve ser utilizada em substituio a tenso de escoamento nas frmulas (IV.1.7) e

    (IV.1.9).

    Flambagem Elstica Local

    (IV.1.11) DCEtFxe /2=

    35

  • Onde:

    C = Coeficiente de flambagem crtica. O valor terico C = 0,6, mas

    recomendado utilizar C = 0,3 para considerar os efeitos das imperfeies geomtricas

    iniciais.

    Flambagem Inelstica Local

    ( )[ ]2/1/23,064,1 tDFyFxc = < Fxe (IV.1.12)

    FyFxc = para (D/t) 60

    FLEXO

    A tenso admissvel para esforos de flexo em elementos tubulares varia em

    funo da relao D/t da seguinte forma (Fy em MPa)::

    para FyFb 75,0=Fyt

    D 10340 (IV.1.13)

    Neste caso, o elemento tubular est sujeito ao colapso por escoamento do ao, com

    decaimento gradativo da capacidade de carga e plastificao completa da pea.

    36

  • FyEt

    FyDFb

    = 74,184,0 para

    FytD

    Fy2068010340

  • TORO

    Tenso admissvel toro:

    (IV.1.18) FyFvt 4,0=

    FLEXO-TRAO

    Os membros sujeitos a flexo-trao devero satisfazer para todos os pontos ao longo

    de seu comprimento a seguinte relao:

    ( ) ( ) 0,16,0

    2/122

    ++

    Fbfbzfby

    Fyft (IV.1.19)

    FLEXO-COMPRESSO

    Em uma barra relativamente longa, a presena de um momento fletor induz

    excentricidades, de forma que se esta barra sob estas condies tambm estiver solicitada

    por um esforo axial de compresso, surgir um momento fletor de segunda ordem.

    38

  • Este momento de segunda ordem s poderia ser determinado atravs de uma anlise

    no linear, e como estruturas convencionais, bem como jaquetas, normalmente so

    analisadas atravs de tcnicas lineares, os resultados computacionais no refletem este

    acrscimo no momento devido ao efeito de segunda ordem.

    A API recomenda para membros sujeitos flexo-compresso a mesma formulao

    do AISC, o qual utiliza um fator de amplificao para estimar estes acrscimos [3]:

    Fator de amplificao =

    Fafa

    Cm

    1 (IV.1.20)

    onde Cm um fator de reduo que busca considerar as condies de contorno e de

    carregamento.

    Temos ento que, segundo a API - RP2A, elementos estruturais sujeitos flexo-

    compresso, devero satisfazer as seguintes relaes, para todos os pontos ao longo do seu

    comprimento.

    39

  • 0,1'

    1

    *

    '1

    *

    2/122

    +

    +Fb

    ezFfafbzCmz

    eyFfafbyCmy

    Fafa

    (IV.1.21)

    ( ) ( ) 0,16,0

    2/122

    ++

    Fbfbzfby

    Fyfa

    (IV.1.22)

    Para casos em que o elemento estrutural pouco solicitado pelo esforo axial (fa/Fa

    0,15) basta verificar a seguinte relao:

    ( ) ( ) 0,12/122

    ++

    Fbfbzfby

    Fafa

    (IV.1.23)

    40

  • IV.2 DIMENSIONAMENTO DE JUNTAS TUBULARES

    Estruturas "offshore" em ao so comumente compostas de elementos tubulares de

    paredes finas, porque as sees fechadas proporcionam empuxo e grande rigidez torcional,

    superfcie mnima para pintura e ataque corrosivo, simplicidade de forma e aparncia

    agradvel. Em partes submersas dessas estruturas, so projetados tubos circulares porque

    resultam em menores foras hidrodinmicas em relao aos membros tubulares de seo

    quadrada ou retangular [3].

    O item juntas tubulares ganha especial importncia em estruturas "offshore", devido

    importncia natural das ligaes frente a integridade total deste tipo de estrutura e o alto

    custo para inspeo e reparo, visto que a maior parte das juntas trabalham submersas.

    Estas juntas devero ser estanques com solda de penetrao total. No "brace",

    elemento secundrio da ligao, feito um recorte (boca de lobo), abraando o "chord"

    (elemento principal) e a chapa chanfrada em toda volta, com ngulos variados, de forma a

    permitir uma perfeita soldagem [3].

    No que diz respeito ao projeto, as juntas so em primeira instncia, classificadas em

    dois tipos: simples e complexas.

    Segundo a API, juntas simples so as que no apresentam sobreposio de "braces"

    ("overlap"), no so enrijecidas por borboletas ("goussets") ou anis externos ou internos.

    Para estas juntas (simples) a API recomenda toda uma formulao para a verificao [3].

    41

  • As juntas complexas no se enquadram nos critrios pr-estabelecidos pela API,

    devendo ser dimensionadas por tcnicas especficas para cada caso, como por exemplo

    atravs de elementos finitos.

    Os tipos mais comuns de falhas verificadas em ensaios so:

    1- Deformao plstica excessiva por flexo afastada do local de chegada do

    membro secundrio.

    2- Deformao plstica excessiva por flexo junto ao membro secundrio.

    3- Propagao da fratura levando a ruptura e separao entre o "brace" e o "chord".

    4- Cisalhamento do "chord".

    5- Fratura ou ruptura lamelar do "chord".

    IV.2.1- DIMENSIONAMENTO DE JUNTAS TUBULARES SIMPLES

    Segundo a API - RP2A estas juntas so classificadas segundo a geometria e o

    carregamento em: K, T, Y ou X (Figura IV.1). Nas juntas K, a componente ortogonal ao

    "chord" do esforo axial de um "brace" deve ser equilibrada pelas de outros "braces" do

    mesmo plano e do mesmo lado do "chord". Nas juntas tipo X esta componente de esforo

    axial deve ser equilibrada pela de um outro "brace" no mesmo plano mas do lado oposto do

    "chord". Nas juntas tipo Y a componente do esforo axial do "brace" transferida ao

    "chord" e se transforma em cortante neste.

    42

  • (Figura IV.1)

    Nos casos em que parcelas das cargas seguem diferentes padres, a API recomenda

    o uso dos percentuais relativos a cada um, nos fatores que definem a capacidade resistente

    da junta.

    A API - WSD sugere dois critrios alternativos para verificao ao puncionamento.

    O primeiro (a) se baseia em tenses atuantes e admissveis, e o segundo (b) se baseia nas

    cargas nominais, ambos levam a resultados equivalentes.

    a) Critrio de Tenses (Puncionamento)

    Tenso de Puncionamento

    sen* fVp = (IV.2.1)

    43

  • Onde:

    f = Tenso devida aos esforos axial e fletor (Figura IV.2), segundo o sistema de

    referncia da junta. Cada um destes esforos deve ser considerado separadamente.

    Tt

    = (IV.2.2)

    Tenso Admissvel para o Cortante Devido ao Puncionamento

    FycFycQqQfVpa 4,06,0

    =

    (IV.2.3)

    Onde:

    Qq = o fator que considera o tipo de carregamento e a geometria (Tabela IV.1).

    Qf = o fator que considera o efeito da carga axial do "chord".

    Fyc = tenso de escoamento do "chord".

    TD2

    = (IV.2.4)

    Vpa = deve ser calculado separadamente para cada componente da carga no "brace",

    utilizando os respectivos fatores Qq e Qf. recomendado o acrscimo de 1,33 na tenso de

    escoamento para os carregamentos de tormenta. Deve-se ressaltar que Vpa deve ser menor

    ou igual a 0,4 Fyc.

    (IV.2.5) 20,1 AQf =

    44

  • Onde:

    03,0= - Para tenses devido ao esforo axial

    045,0= - Para tenses devido ao momento no plano

    021,0= - Para tenses devido ao momento fora do plano

    Fyc

    fopbfipbfax

    A6,0

    2/12_2_2_

    +

    +

    = (IV.2.6)

    _fax , , so as tenses nominais devidas ao axial e aos momentos no

    plano e fora do plano.

    _fipb

    _fopb

    O denominador pode ser majorado em 1/3 nos carregamentos de tormenta. Quando

    todas as fibras do "chord" forem tracionadas deve ser usado Qf = 1,0.

    45

  • (Figura IV.2)

    46

  • Para os esforos axial e de flexo combinados devem ser verificadas as seguintes

    relaes:

    0,122

    +

    opbipb VpaVp

    VpaVp (IV.2.7)

    0,1arcsen22/122

    +

    +

    opbipbax VpaVp

    VpaVp

    VpaVp

    (IV.2.8)

    b) Critrio das Tenses Nominais

    Os esforos admissveis da junta em termos de cargas nominais para o brace so

    dados por:

    sen7.1

    2FycTQuQfPa = (IV.2.9)

    )8,0(sen7.1

    2

    dFycTQuQfMa

    = (IV.2.10)

    Onde:

    Qf tem o mesmo significado e os mesmos valores do critrio anterior.

    Qu relaciona-se com as tenses ltimas da junta (Tabela IV.2).

    recomendado majorar o Pa e o Ma em 1/3 nos carregamentos de tormenta.

    47

  • Para os esforos axial e de flexo combinados devem ser verificadas as seguintes

    relaes:

    0,122

    +

    opbipb MaM

    MaM (IV.2.11)

    0,1arcsen22/122

    +

    +

    opbipbax MaM

    MaM

    PaP

    (IV.2.12)

    (Tabela IV.1)

    48

  • (Tabela IV.2)

    49

  • V- CRITRIOS DE DIMENSIONAMENTO DA API-LRFD

    Segundo a metodologia LRFD todos os elementos estruturais devero satisfazer

    seguinte relao:

    (V.1) QR

    Onde:

    = Corresponde aos fatores de segurana associados s tenses nominais.

    R = Tenso nominal.

    Q = Solicitao proveniente dos carregamentos fatorados.

    Q = . ii F

    i = Fatores dos carregamentos; visam cobrir as incertezas inerentes a cada tipo de

    carregamento.

    Fi = Carregamentos.

    50

  • V.1- FATORES DE MULTIPLICAO DOS CARREGAMENTOS

    CARREGAMENTOS GRAVITACIONAIS

    Q = 1,3 D1 + 1,3 D2 + 1,5 L1 + 1,5 L2 (V.1.1)

    Onde:

    D1 CARGA PERMANENTE 1, o peso da estrutura, devendo incluir:

    - O peso da estrutura no ar, considerando estacas, "grout" e lastros slidos.

    - Peso de equipamentos e outros objetos permanentemente montados na

    plataforma e que no mudam conforme o modo de operao.

    - Foras Hidrostticas, incluindo: empuxo e presso hidrosttica.

    Ressalta-se que a API recomenda que um percentual razovel dos elementos no

    inundados devem ser considerados inundados, caso isto leve a uma condio de

    carregamento mais severa.

    D2 CARGA PERMANENTE 2, este carregamento deve incluir cargas que mudam

    conforme o modo de operao, mas que permanecem por longo intervalo de tempo, tais

    como: sonda de perfurao e seus equipamentos, "containeres", helipontos, equipamentos

    de mergulho, etc.

    51

  • O peso considerado em D2 deve englobar o peso de iamento do objeto mais o de

    seus acessrios quando instalado.

    L1 CARGA VARIVEL 1, inclui o peso dos fluidos contidos nos tanques e

    materiais estocveis, devendo ser considerada a capacidade mxima de armazenagem.

    L2 CARGA VARIVEL 2, so as cargas de curta durao, inclui cargas de

    iamento nos guinchos, cargas de mquinas operando (inclusive sonda), amarrao de

    embarcaes, pouso de helicpteros. Seu valor nominal corresponde capacidade mxima

    das mquinas envolvidas, inclusive efeitos dinmicos e impactos.

    CARREGAMENTOS AMBIENTAIS

    Tormenta

    Q = 1,1 D1 + 1,1 D2 + 1,1 L1 + 1,35 (We + 1,25 Dn) (V.1.2)

    Onde:

    We = carregamento ambiental de tormenta devido onda, vento e corrente.

    Normalmente so adotados para condio de tormenta onda e vento com perodo de

    recorrncia de 100 anos, procedimento este considerado conservativo [3].

    52

  • Dn = o carregamento inercial obtido atravs de uma anlise dinmica global da

    jaqueta. A API sugere uma anlise randmica no domnio do tempo, utilizando tcnicas de

    linearizao da componente da fora de arrasto.

    Para jaquetas em que o primeiro perodo natural da estrutura for menor do que 3

    segundos, o carregamento inercial pode ser desprezado.

    A situao em que as solicitaes devidas aos carregamentos de origem

    gravitacional se ope as de origem ambiental, resultando em solicitaes menores pode

    apresentar ndice de segurana mais baixo, devido aos diferentes nveis de incertezas entre

    os carregamentos.

    Situao esta que se agravaria nos casos em que a capacidade de carga do elemento

    muda de acordo com o sinal da solicitao (estacas, esforo axial em elementos esbeltos).

    Para evitar este ndice de segurana mais baixo, a API recomenda a seguinte formulao:

    Q = 0,9 D1 + 0,9 D2 + 0,8 L1 + 1,35 (We + 1,25 Dn) (V.1.3)

    Neste caso, os carregamentos D2 e L1 devem excluir cargas que possam ser retiradas

    no caso de uma tormenta extrema.

    53

  • OPERAO

    Q = 1,3 D1 + 1,3 D2 + 1,5 L1 + 1,5 L2 + 1,2 (Wo + 1,25 Dn) (V.1.3)

    Onde:

    Wo = so as cargas de onda, corrente e vento definidas como de operao. Devem

    corresponder s condies consideradamente severas, no necessariamente ao limite de

    operao da plataforma. Normalmente so adotadas cargas ambientais com perodo de

    recorrncia de 1 a 5 anos.

    Dn = o carregamento inercial, que neste caso se refere s condies de operao.

    54

  • V.2- DIMENSIONAMENTO DE ELEMENTOS TUBULARES

    As recomendaes da API - RP2A (LFRD) tambm se referem a elementos

    tubulares de espessura maior que 0,635 mm e D/t < 300. No caso de elementos no

    tubulares deve-se utilizar os fatores de cargas da API, associados s formulaes de

    resistncia do AISC-LRFD [3].

    Nos casos de elementos que no se enquadram nas especificaes da API ou do

    AISC, ou no caso de se dispor de melhores dados obtidos de testes, medies e etc., os

    fatores de resistncia devem ser recalculados.

    ELEMENTOS TRACIONADOS

    Elementos tracionados devem ser dimensionados de forma a satisfazer a seguinte

    relao:

    tf t Fy (V.2.1)

    Onde:

    Fy = tenso de escoamento nominal.

    t = fator de segurana para a trao t = 0,95.

    55

  • ft = tenso decorrentedos carregamentos combinados.

    ELEMENTOS COMPRIMIDOS

    Os elementos solicitados por esforos de compresso devem ser dimensionados de

    forma a satisfazer a seguinte relao:

    cf c Fcn (V.2.2)

    Onde:

    Fcn = tenso resistente nominal ao esforo de compresso.

    = tenso de compresso decorrente dos caregamentos combinados. cf

    c = fator de segurana para peas comprimidas, t = 0,85.

    Apesar de apresentar de uma forma diferente, basicamente foi adotada a mesma

    formulao da API - WSD, com exceo dos fatores de segurana.

    [ ]FyFcn 225,00,1 = para 2

  • O fator de segurana c = 0,85 adotado pela API, baseado em ensaios de elementos

    tubulares idntico ao recomendado pelo AISC - LRFD.

    Tal como na API - WSD a considerao da interao entre a flambagem local e a

    global do elemento feita pela substituio do Fy por Fxe ou Fxc (tenso nominnal para

    flambagem local elstica e inelstica, respectivamente) nas equaes V.2.3 e V.2.4.

    a) Flambagem Elstica Local

    ) (V.2.6) /(2 DtECFxe x=

    Onde:

    Fxe = tenso resistente nominal para flambagem elstica local.

    Cx = coeficiente de flambagem elstica crtica.

    b) Flambagem Inelstica Local

    Fxc = Fy para D/t < 60

    Fxc = [ ]FytD 4/1)/(23,064,1 para D/t > 60

    57

  • (V.2.7)

    Onde:

    Fxc = tenso resistente nominal para flambagem inelstica local.

    ELEMENTOS SOLICITADOS FLEXO

    Elementos solicitados por esforos de flexo devem ser dimensionados de forma a

    satisfazer a seguinte relao:

    Fbnfb b (V.2.8)

    Onde:

    fb = tenso devida ao momento fletor decorrente dos carregamentos combinados.

    b = fator de segurana para a capacidade resistente ao momento fletor, b = 0,95.

    Fbn = tenso resistente nominal ao momento fletor.

    A tenso nominal deve ser calculada da seguinte forma (Fy em MPa):

    Fbn = FySZ para D/t <

    Fy10340 (V.2.9)

    58

  • Onde:

    Z = Mdulo de plastificao da seo transversal.

    S = Mdulo resistente da seo transversal.

    Neste caso o elemento tubular est sujeito ao colapso por escoamento do ao

    com decaimento gradativo da capacidade de carga.

    FySZ

    EtFyDFbn

    = 58,213,1 para

    FytD

    Fy2068010340

    (V.2.10)

    Neste caso o elemento tubular estar sujeito ao colapso no regime semi-elstico e

    tambm apresenta decaimento gradual da capacidade de carga.

    FySZ

    EtFyDFbn

    = 76,094,0 para 30020680

  • CORTANTE

    Elementos solicitados por esforo cortante devem ser dimensionados de forma a

    satisfazer a seguinte relao:

    vFvnfv (V.2.12)

    Onde:

    fv = Tenso devida ao esforo cortante, proveniente dos carregamentos combinados.

    v = Fator de segurana para a tenso nominal v = 0,95.

    Fvn = Tenso resistente nominal ao cortante.

    3

    FyFvn = (V.2.13)

    MOMENTO DE TORO

    Os elementos solicitados por momento torsor devem ser dimensionados de forma a

    satisfazer a seguinte relao:

    vFvtnfvt (V.2.14)

    60

  • Onde:

    = Tenso devida ao momento torsor proveniente dos carregamentos

    combinados.

    fvt

    = Tenso resistente nominal, para torsor. Fvtn

    v = 0,95

    3

    FyFvtn = (V.2.15)

    ELEMENTOS SOLICITADOS POR ESFOROS AXIAL E FLETOR

    Devem ser dimensionados de forma a satisfazer as seguintes relaes:

    Flexo-Trao

    ( ) ( )[ ] 0,12

    cos121

    22

    +

    +

    bFbnfbzfby

    tFyft

    (V.2.16)

    61

  • Flexo-Compresso

    0,1

    11

    21

    22

    +

    +Fbn

    Fezfc

    Cmzfbz

    Feyfc

    Cmyfby

    Fcnfc

    b

    cc

    c

    (V.2.17)

    ( ) ( ) 0,12

    cos12/122

    ++

    Fbnfbzfby

    Fxcfc

    bc (V.2.18)

    62

  • V.3 DIMENSIONAMENTO DE JUNTAS TUBULARES

    As solicitaes devidas aos carregamentos fatorados devem satisfazer as seguintes

    relaes:

    PD < j Puj (V.3.1)

    MD < j Muj (V.3.2)

    0,12

    cos1

    2/122

    +

    +

    opbujj

    D

    ipbujj

    D

    ujj

    D

    MM

    MM

    PP

    (V.3.3)

    Onde:

    MD, PD - Momento Fletor e Esforo Axial devidos aos carregamentos combinados,

    respectivamente.

    j - Fator de segurana para a resistncia Tabela (V.1)

    Muj - Momento resistente ltimo.

    fuy

    uj QQdsenTF

    M )8,0(2

    = (V.3.4)

    Puj - Esforo axial resistente ultimo

    fuy

    uj QQsenTF

    P

    2

    = (V.3.5)

    63

  • Qf - Fator associado ao nvel de solicitao do chord. Qf = 1,0 quando todas as

    fibras estiverem tracionadas.

    (V.3.6) 20,1 AQ f =

    = 0,03 para o esforo axial no brace.

    = 0,045 para o momento no plano do brace.

    = 0,021 para o momento fora do plano do brace.

    ycq

    opbipbax

    F

    fffA

    2/1222

    +

    +

    =

    (V.3.7)

    axf , , - So as tenses devidas aos esforos : axial, momento no plano e

    fora do plano do chord respectivamente.

    ipbf

    opbf

    q Fator de segurana para a resistncia do chord q = 0,95.

    Qu Fator associado tenso ltima; varia em funo do tipo de junta e do tipo de

    carregamento Tabela (V.2)

    64

  • Tabela (V.1)

    65

  • Tabela (V.2)

    66

  • VI COMPARAO ENTRE AS FORMULAES LRFD E WSD

    Com exceo dos itens onde pesquisas ou ensaios recentes levaram a API a adotar

    nova formulao, a API LRFD adotou a mesma formulao da API WSD, somente

    modificando o valor e o posicionamento dos fatores de segurana.

    Desta forma toda a experincia adquirida na formulao da API WSD foi

    preservada. A seguir so apresentadas diferenas e semelhanas das duas formulaes.

    Para facilitar a comparao as mesmas notaes so usadas.

    TRAO AXIAL

    WSD LRFD

    fa 0,6 F y 95,0tf Fy

    (VI.1) (VI.2)

    COMPRESSO AXIAL

    Conforme foi mencionado no Captulo IV, a API WSD para determinar que tipo

    de falha o elemento estrutural est sujeito, define o comprimento crtico de flambagem (Cc)

    enquanto que a API LRFD define o ndice de esbeltez (). Ambos so equivalentes,

    bastando rearmar a equao (IV.1.5), da seguinte maneira:

    67

  • 2/1

    2

    ==

    yc F

    Er

    KlC ( VI.3 )

    obtendo-se ento:

    2/1

    lim 2

    ==

    EF

    rKl y

    ( VI.4 )

    onde o valor de lim = 2 , o limite entre a regio governada pela flambagem elstica e a

    governada pela flambagem inelstica.

    Flambagem Inelstica

    Apesar de apresentadas de formas diferentes, as formulaes so iguais, com

    exceo do fator de segurana. Basta substituir o Cc e o nas respectivas expresses e

    rearrum-las.

    Ao substituir a equao (VI.3) na expresso (IV.1.7) da API WSD obtemos:

    ( ) yya FEFrKlFSF

    = 2

    2

    22/1

    ( VI.5 )

    onde FS o fator de segurana, que varia de 0,52 ( se Kl/r = Cc) a 0,60 ( se Kl/r = 0).

    68

  • Substituindo o na equao (V.2.3), tem-se:

    yy

    cn FEF

    rKlF

    =

    2

    25,01

    ( VI.6 )

    Evidencia-se assim que a nica diferena entre elas est no coeficiente de segurana

    que na formulao API WSD varia de 0,52 a 0,60 enquanto que na metodologia LRFD

    uma constante que vale 0,85 e aplicado no final da verificao.

    Flambagem Elstica

    Na metodologia WSD a tenso admissvel ao esforo axial de compresso na regio

    governada pela flambagem elstica dada por:

    ( ) ( )2

    2

    2

    2

    //2312

    rKlEFS

    rKlEFa == ( VI.7 )

    Enquanto que substituindo o na equao ( V.2.4 ) da API LRFD e rearrumando

    tem-se:

    ( )

    == yy

    FFE

    rKlFcn 2

    2

    /

    ( )22

    / rKlE ( VI.8 )

    69

  • Novamente evidencia-se que a nica diferena est no coeficiente de segurana, que

    na metodologia WSD 0,52 enquanto que na metodologia LRFD 0,85 a ser aplicado

    posteriormente na verificao.

    Flambagem Local

    No que se refere a flambagem local no h diferena entre as duas metodologias.

    FLEXO

    um dos itens onde ocorreram modificaes significativas na formulao. Alm de

    mudar o coeficiente de segurana a API LRFD introduz o fator de forma (Z/S) na

    verificao tornando-se desta forma mais arrojada.

    70

  • CORTANTE E TORSOR

    API WSD API LRFD

    fv Fv fv 0,95 Fvn

    Fv = 0,4 Fy Fvn = 3

    Fy

    ( VI.15 ) ( VI.16 )

    ESFOROS COMBINADOS

    Neste item, alm das conseqncias das diferenas j mencionadas e dos

    coeficientes de segurana, tem-se que: a equao ( V.2.17 ) a mesma adotada pela API

    WSD inclusive com os mesmos coeficientes Cm. J as equaes ( V.2.16 ) e ( V.2.18 )

    representam uma maior preciso em relao forma linear de verificao e interao dos

    dois esforos. Os termos y

    t

    Ff6,0

    e a

    a

    Ff respectivamente nas expresses ( IV.1.19 ) e

    ( IV.1.23 ) foram substitudos pela expresso

    nFf

    2

    cos1 . O uso destas equaes

    levou a uma reduo de 10% na Razo de Tenses.

    Esta modificao faz com que quanto menor for o nvel de solicitao pelo axial no

    elemento mais arrojada a API LRFD se mostrar frente a esta solicitao, enquanto que

    para elementos muito solicitados os resultados se aproximaro [3].

    71

  • JUNTAS TUBULARES

    A API WSD adota para esforo admissvel na junta, no critrio por cargas

    nominais, a capacidade ltima da mesma reduzida pelo coeficiente de segurana (1,7),

    conforme apresentado abaixo:

    sen7.1

    2FycTQuQfPa = )8,0(sen7.1

    2

    dFycTQuQfMa

    =

    (VI.17) (VI.18)

    Neste item, a API LRFD substituiu o fator de segurana 1,7 pelo j (Frmula

    VI.23), que multiplica a capacidade ltima, variando de 0,9 a 0,95. Tambm foi

    introduzida uma modificao no clculo do Qf, fator associado ao nvel de solicitao do

    chord, modificao esta ligada ao fator de segurana a ser aplicado a tenso de

    escoamento do chord [3]. Desta forma tem-se para a capacidade ltima da junta ao

    puncionamento segundo a API LRFD:

    fuy

    uj QQsenTF

    P

    2

    = e fuy

    uj QQdsenTF

    M )8,0(2

    =

    (VI.19) (VI.20)

    72

  • Para os esforos combinados a API WSD recomenda que todas as juntas tubulares

    devem satisfazer as seguintes relaes:

    0,122

    +

    opbipb MaM

    MaM (VI.21)

    0,1arcsen22/122

    +

    +

    opbipbax MaM

    MaM

    PaP

    (VI.22)

    Na API LRFD estas duas expresses foram substitudas pela seguinte relao:

    0,12

    cos1

    2/122

    +

    +

    opbujj

    D

    ipbujj

    D

    ujj

    D

    MM

    MM

    PP

    (VI.23)

    onde o coeficiente de segurana j pode variar de0,90 a 0,95 em funo do tipo de junta e

    de solicitao.

    Alm desta verificao a API LRFD solicita que o axial e fletor sejam verificados

    separadamente.

    Na tabela apresentada a seguir so apresentados os fatores de segurana das

    metodologias WSD e LRFD. Ressalta-se que os fatores de segurana abaixo

    apresentados,associados a metodologia LRFD (colunas D, E, F) foram obtidas

    multiplicando-se os fatores associados solicitao (coluna C) pelo fator associado cada

    73

  • grupo de carregamento (linha 1). Desta forma representam os fatores de segurana finais

    de um elemento solicitado por cargas provenientes de apenas um destes grupos [3].

    Os fatores de segurana associados metodologia WSD, na condio de tormenta

    (coluna B), correspondem aos da condio de operao (coluna A), divididos por 1,33,

    fator recomendado pela API WSD para majorar a tenso admissvel na condio de

    tormenta.

    Tabela V.3

    74

  • VII APLICAO PRTICA DAS FORMULAES WSD E LRFD

    Para a aplicao e comparao prtica das formulaes WSD e LRFD, foi fornecido

    pelo CENPES (Petrobrs) a anlise estrutural de uma jaqueta destinada para o campo de

    Manati.

    VII.1 JAQUETA DE ESTUDO

    As caractersticas principais da plataforma de PMNT-1 so descritas a seguir: - Campo: Manati BA

    - Lmina de gua: 36.5 m

    - Tipo de plataforma: produo, no tripulada

    - Nmero de condutores: no h

    - Nmero de risers rgidos de exportao: 1 de 20, pr-instalado na jaqueta, para

    exportao de gs;

    - Nmero de risers rgidos de produo: 7 de 6/8 OD, pr-instalados na jaqueta, para

    produo dos poos satlites;

    - Nmero de I-tubes: 1 de 18 para controle dos poos e 2 de 12 para os cabos eltricos e

    para o umbilical, todos os I-tubes sero pr-instalados na jaqueta.

    - Vida em servio: 20 anos

    - Heliponto: 17.3 m x 17.3 m, para helicptero Bell-212 de 5080 kg

    - Atracadouro: para embarcao at 7109 tons de deslocamento

    75

  • - JAQUETA Lmina de gua: 36.5 m

    Peso mximo de iamento: 370 tons

    Nmero de pernas: 4

    Nmero de estacas: 4

    Nmero de elevaes: 4

    Altura: 44.252 m

    Tipo de embarque: transversal

    Tipo de instalao no mar: iamento em 1 pea com balsa BGL-1

    Dimenses do topo: 9 m x 9 m

    Dimenses da base: 20.382 m x 20.382 m

    Tipo de fundao: estacas cravadas

    - MODELO UNIFILAR A origem do sistema de coordenadas se localiza na elevao ao nvel de guas

    tranqilas. O eixo X horizontal, paralelo face B, sendo positivo da face 1 para a face 2.

    O eixo Z vertical, positivo para cima. Estando definidos os eixos X e Z, o eixo Y se

    obtm a partir da regra da mo direita. Ver figura VII.1 a seguir.

    76

  • X

    Y

    B

    21

    A

    Figura VII.1 Sistema de eixos cartesianos

    77

  • XY

    Z

    Figura VII.2 Vista em perspectiva

    78

  • X

    Z

    Figura VII.3 - Projeo XZ

    79

  • Y

    Z

    Figura VII.4 - Projeo YZ

    80

  • A seguir so apresentadas figuras e elementos dos arquivos de entrada do ADEP

    (modelo unifilar), contendo numerao dos membros.

    2101

    2101A

    2101B

    3101

    4101

    5101

    2102

    2102A

    2102B

    3102

    4102

    5102

    1201

    2201

    3201

    13011302

    23012302

    33013302

    43014302 43114312

    Figura VII.5 - Face 1 elementos

    81

  • 2103

    3103

    4103

    5103

    2104

    3104

    4104

    5104

    1203

    2203

    3203

    1305 1306

    2305 2306

    3305 3306

    4305 43064315 4316

    Figura VII.6 - Face 2 elementos

    82

  • 2102

    2102A

    2102B

    3102

    4102

    5102

    2103

    3103

    4103

    5103

    1202

    2202

    3202

    1303 1304

    2303 2304

    3303 3304

    4303 43044313 4314

    Figura VII.7 - Face A elementos

    83

  • 2101

    2101A

    2101B

    3101

    4101

    5101

    2104

    3104

    4104

    5104

    140114021403

    14041405

    14061407

    1408

    2401

    24022403

    24042405

    24062407

    2408

    3401

    3402340334043405

    34063407

    3408

    13071308 13111312

    13131314

    13151316

    23072308 2311

    23122313

    23142315

    2316

    33073308 3311

    33123313

    33143315

    3316

    43074308 43174318

    Figura VII.8 - Face B elementos

    84

  • X

    Y

    Z

    1301

    1302

    1303 1304

    1305

    1306

    13071308 131113121313131413151316

    1321 1322

    13231324

    11001 11002110071100811009110101101111012 11013

    11046

    Figura VII.9 - Elevao +6000 elementos

    85

  • X

    Y

    Z

    2301

    2302

    2303 2304

    2305

    2306

    23072308 231123122313231423152316

    2321 2322

    23232324

    11003 11004110141101511016110171101811019 11020

    Figura VII.10 Elevao ()7500 elementos

    86

  • X

    Y

    Z

    3301

    3302

    3303 3304

    3305

    3306

    33073308 331133123313331433153316

    3321 3322

    33233324

    11005 110061102111022

    110231102411025

    1102611027

    Figura VII.11 Elevao ()21000 elementos

    87

  • X

    Y

    Z

    4301

    4302

    4303 4304

    4305

    4306

    43074308

    4311

    4312

    4313 4314

    4315

    4316

    43174318

    4321 4322

    43234324

    4331 4332

    43334334

    Figura VI.12 - Elevao ()36500 elementos

    88

  • - SOLO / ESTACA

    As estacas so cravadas, pr-moldadas de ao com 16 m de comprimento

    numa camada de areia muito compacta, cujo o ngulo de atrito da areia 40,

    com elevada resistncia de ponta uma vez que chega rocha.

    - CARREGAMENTOS DA ANLISE Foi efetuado o clculo do perodo natural da estrutura, chegando-se ao valor em

    torno de 2.0 s. Portanto, sendo menor que 3 s, no haver necessidade de considerar as

    cargas de inrcia de acordo com a referncia [1].

    Carregamento bsico de peso prprio da estrutura do convs e jaqueta:

    Os pesos prprios da estrutura de prtico do convs e da jaqueta so gerados

    automaticamente no sistema ADEP originando o carregamento bsico ao qual sero

    acrescidos as seguintes cargas:

    Item Peso total

    (KN) Obs

    Estrutura da jaqueta+ 1 riser exp.de 24 + 7 risers de 6 + 2 I-tube de 18 + 1 I-tube de 12 + 1 Sump

    3570 -Inclui anodos e risers -Peso aparente

    Convs 11770 Peso total

    Tabela VI.1

    89

  • Foram gerados dois carregamentos bsicos de peso prprio de estrutura:

    Carregamento bsico

    Descrio FZ (KN)

    PPE Estrutura da jaqueta e acessrios

    3570

    CV Convs 11770 TOTAL 15340

    Tabela VI.2

    Os carregamentos do convs foram obtidos da anlise estrutural do convs.

    Carregamentos bsicos de onda, correnteza e empuxo na jaqueta: Foram gerados carregamentos bsicos onda, correnteza e empuxo na jaqueta para as

    seguintes direes: 0, 45, 90, 135, 180, 225 e 270 graus.

    Estas cargas so obtidas automaticamente no sistema ADEP, na posio de carga

    crtica (offset) da onda em relao plataforma.

    As 4 pernas foram consideradas alagadas e portanto sem flutuao.

    Foram gerados os seguintes carregamentos bsicos de onda e correnteza e

    correspondentes cargas cisalhantes totais mximas:

    90

  • Carregamento bsico

    Perodo de retorno (anos)

    Direo (graus)

    H (m)

    T (s)

    Mximo Cisalhante (KN)

    OOPE000 1 0 6.15 8.93 848 OOPE045 1 45 6.15 8.93 788 OOPE090 1 90 6.15 8.93 771 OOPE135 1 135 6.15 8.93 790 OOPE180 1 180 6.15 8.93 805 OOPE225 1 225 6.15 8.93 756 OOPE270 1 270 6.15 8.93 810 OOPE315 1 315 6.15 8.93 903 OTOR000 100 0 9.14 9.50 1926 OTOR045 100 45 9.14 9.50 1862 OTOR090 100 90 9.14 9.50 1674 OTOR135 100 135 9.14 9.50 1864 OTOR180 100 180 9.14 9.50 1838 OTOR225 100 225 9.14 9.50 1771 OTOR270 100 270 9.14 9.50 1885 OTOR315 100 315 9.14 9.50 2075

    Tabela VI.3

    91

  • VII.2 METODOLOGIA EMPREGADA NA APLICAO PRTICA

    Com a utilizao do programa ADEP, a anlise estrutural da jaqueta foi executada.

    Como este programa, utilizado no CENPES (EB/EO), est adaptado para a

    metodologia WSD, foi necessrio multiplicar cada parcela do carregamento pelos fatores da

    LRFD, para a obteno dos esforos solicitantes, tanto para o carregamento de tormenta,

    quanto para o carregamento de operao.

    Cabe ressaltar aqui que o carregamento de tormenta aquele ao qual a estrutura est

    sujeita a solicitaes ambientais extremas como ondas, correntes e vento com remota

    possibilidade de ocorrncia devido ao elevado perodo de retorno.

    J o carregamento de operao aquele ao qual a estrutura est sujeita, no dia-a-dia,

    caracterstico da bacia petrolfera em que est instalada.

    Aps a gerao dos carregamentos, foi feita uma verificao estrutural automtica

    no ADEP, com a finalidade de se identificar o carregamento crtico para cada elemento,

    identificando a posio na barra onde esta solicitao atuava (n inicial ou final). O mesmo

    foi feito para as ligaes com a verificao automtica do puncionamento.

    Ambas verificaes foram executadas de acordo com a metodologia das tenses

    admissveis (WSD), metodologia esta adaptada ao programa ADEP.

    Em seguida, utilizando uma planilha Mathcad, foram implantadas as normas WSD e

    LRFD, e aplicamos os esforos solicitantes mais exigentes provenientes da anlise

    estrutural. Uma vez que a verificao estrutural no foi automatizada, foi necessrio fazer a

    verificao barra por barra. Isto levou a utilizarmos apenas o carregamento crtico.

    92

  • Os elementos analisados e verificados so os travejamentos das mesas -7500 e

    -21000. Estes foram escolhidos por estarem no plano horizontal, o que facilitou as

    verificaes estruturais, principalmente a do puncionamento.

    Para efeito de comparao foram utilizados os esforos decorrentes do mesmo

    carregamento para a mesma direo, sendo este o carregamento crtico para a WSD, uma

    vez que o programa ADEP est adaptado metodologia WSD. O citado carregamento foi

    utilizado como base de comparao para as duas metodologias.

    Cabe aqui a ressalva de que um carregamento que crtico para a WSD pode no

    ser o carregamento mais solicitante para a LRFD, mas deveria haver uma base para

    comparao, sob o risco de estarmos comparando parmetros diferentes.

    Ex:

    Carregamento Crtico WSD TORMENTA 270

    Logo;

    Carregamento Crtico a ser utilizado na formulao LRFD TORMENTA 270.

    Na mesma planilha Mathcad, executamos as razes das tenses (ATUANTE/ADM,

    ATUANTE/NOMINAL, para WSD e LRFD respectivamente) para cada esforo.

    Em seguida comparamos estas numa planilha Excel onde apresentamos os

    resultados posteriori, na anlise dos resultados.

    93

  • VII.3 RESULTADOS

    Nas tabelas que seguem , os resultados da verificao so apresentados na forma de

    razes de tenses para cada filosofia (WSD e LRFD).

    VERIFICAO DE ELEMENTOS DA MESA -7500

    Carregamento Crtico: TOR 270

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 2321 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0,018 0,018 1,000 COMPRESSO 0,000 0,000 ******

    FLEXO 0,182 0,255 0,714 CORTANTE 0,013 0,017 0,765

    FLEXO-TRAO 0,200 0,256 0,781 FLEXO-

    COMPRESSO 0,182 0,255 0,714

    Tabela VI.3

    Carregamento Crtico: TOR 135

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 2322 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0,000 0,000 ****** COMPRESSO 0,069 0,062 1,113

    FLEXO 0,131 0,190 0,689 CORTANTE 0,014 0,018 0,778

    FLEXO-TRAO 0,131 0,190 0,689 FLEXO-

    COMPRESSO 0,200 0,193 1,036

    Tabela VI.4

    94

  • Carregamento Crtico: TOR 270

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 2323 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0,000 0,000 ****** COMPRESSO 0,068 0,067 1,015

    FLEXO 0,193 0,271 0,712 CORTANTE 0,014 0,018 0,778

    FLEXO-TRAO 0,193 0,271 0,712 FLEXO-

    COMPRESSO 0,261 0,274 0,953

    Tabela VI.5

    Carregamento Crtico: TOR 270

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 2424 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0 0 ****** COMPRESSO 0,063 0,055 1,145

    FLEXO 0,174 0,243 0,716 CORTANTE 0,013 0,016 0,813

    FLEXO-TRAO 0,174 0,243 0,716 FLEXO-

    COMPRESSO 0,237 0,245 0,967

    Tabela VI.6

    95

  • VERIFICAO DE ELEMENTOS DA MESA -21000

    Carregamento Crtico: TOR 270

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 3321 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0,0080 0,0079 1,013 COMPRESSO 0,000 0,000 ******

    FLEXO 0,057 0,077 0,740 CORTANTE 0,005 0,009 0,536

    FLEXO-TRAO 0,065 0,077 0,844 FLEXO-

    COMPRESSO 0,057 0,077 0,740

    Tabela VI.7

    Carregamento Crtico: TOR 135

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 3322 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0 0 ****** COMPRESSO 0,031 0,029 1,069

    FLEXO 0,048 0,072 0,667 CORTANTE 0,006 0,008 0,738

    FLEXO-TRAO 0,048 0,072 0,667 FLEXO-

    COMPRESSO 0,079 0,073 1,082

    Tabela VI.8

    96

  • Carregamento Crtico: TOR 270

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 3323 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0 0 ****** COMPRESSO 0,029 0,027 1,074

    FLEXO 0,071 0,096 0,740 CORTANTE 0,005 0,007 0,797

    FLEXO-TRAO 0,071 0,096 0,740 FLEXO-

    COMPRESSO 0,1 0,096 1,042

    Tabela VI.9

    Carregamento Crtico: TOR 270

    ELEMENTO RAZO RAZO RESUTADOS 3324 WSD LRFD WSD/LRFD

    TRAO 0 0 ****** COMPRESSO 0,030 0,025 1,200

    FLEXO 0,067 0,091 0,736 CORTANTE 0,005 0,006 0,800

    FLEXO-TRAO 0,067 0,091 0,736 FLEXO-

    COMPRESSO 0,096 0,092 1,043

    Tabela VI.10

    97

  • VERIFICAO DE LIGAES DA MESA -7500

    LIGAO CARREGAMENTO TENSES COMB. TENSES

    COMB. RAZO

    CRTICO WSD LRFD WSD/LRFD 2321 / 2302 TOR 270 0,358 0,249 1,438

    2324 / 2301 TOR 270 0,603 0,395 1,527

    2321 / 2303 TOR 270 0,585 0,409 1,430

    2322 / 2304 TOR 270 0,470 0,320 1,469

    Tabela VI.11

    VERIFICAO DE LIGAES DA MESA -21000

    LIGAO CARREGAMENTO TENSES COMB. TENSES

    COMB. RAZO

    CRTICO WSD LRFD WSD/LRFD 3321 / 3302 TOR 180 0,075 0,015 5,000

    3324 / 3301 TOR 270 0,198 0,149 1,329

    3321 / 3303 TOR 270 0,151 0,127 1,189

    3322 / 3304 TOR 270 0,150 0,120 1,250

    Tabela VI.12

    98

  • VII.4 ANLISE DOS RESULTADOS

    API LRFD mostrou-se mais conservadora para os carregamentos de tormenta de

    uma maneira geral

    Para os esforos axiais mostrou-se algumas vezes mais arrojada devido ao baixo

    fator de segurana (0,95) para a tenso admissvel, apesar da majorao dos

    carregamentos.

    Isto refletiu muitas vezes para os esforos combinados onde a incluso do cosseno

    na formulao LRFD reduziu a razo de tenses

    Para as ligaes a API WSD mostrou-se mais conservadora uma vez que h uma

    reduo nas tenses admissveis de 1.7, que no se repete na API - LRFD

    99

  • VIII CONCLUSO E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS

    No que se refere a esforos axiais a metodologia WSD mostrou-se um pouco mais

    conservadora que a LRFD, muito provavelmente pela proximidade do valor de kl/l ao valor

    de Cc. A medida que kl/r se aproxima de Cc a API-WSD mostra-se mais conservativa [3].

    Isto reflete-se em alguns casos na Flexo-Compresso, como mostrado nas tabelas VI.4,

    VI.8, VI.9 e VI.10.

    Nos esforos provenientes de flexo pura, a API-LRFD mostrou-se invariavelmente

    mais conservativa que a API-WSD, como pode-se demonstrar em todas as tabelas.

    Para o cortante e flexo-trao mais uma vez a API-LRFD mostrou-se mais

    conservativa que a APIWSD para o carregamento crtico analisado.

    Podemos destacar tambm que apesar dos elementos da mesa -7500 serem menores

    em dimetro, espessura e comprimento, seu nvel de solicitao foi, na maioria dos

    elementos analisados, maior que o dos elementos da mesa 21000. Isto caracteriza a maior

    solicitao dos carregamentos ambientais de onda e corrente na mesa mais prxima da

    superfcie.

    Na maioria das anlises, a API-WSD mostrou-se mais arrojada. Isso explica-se

    provavelmente pelo fato desta norma admitir um acrssimo de 33% nas tenses admissveis

    uma vez que a metodologia de estudo se baseou nica e exclusivamente nos carregamentos

    100

  • crticos, sendo a comparao das duas metodologias feita sob efeito do carregamento de

    tormenta.

    Cabe a ressalva que a jaqueta estudada era pequena se comparada a outras

    plataformas fixas de ao, e a medida que aumentam as estruturas maior o efeito dinmico

    We. Para estes casos a duas metodologias se aproximam muito.

    No que diz respeito ao Puncionamento a API-WSD mostrou-se ser mais

    conservativa que a API-LRFD, mesmo tendo as tenses de escoamento um acrscimo de

    33%.

    Em estudos realizados anteriormente, comparando as duas filosofias de

    dimensionamento sob efeito dos carregamentos de tormenta e operao a API-LRFD

    mostrou-se consideravelmente mais arrojada para os carregamentos de operao [3].

    Fica aqui a sugesto que novos estudos sejam conduzidos, com a finalidade de

    adequar os fatores de segurana e os multiplicadores de carregamento realidade brasileira,

    para que possamos ter uma norma propriamente adaptada s solicitaes ambientais das

    bacias petrolferas brasileiras.

    101

  • BIBLIOGRAFIA

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    Offshore Platforms, 21a edio, American Petroleum Institute E.U.A., 2000.

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    Constructing Fixed Offshore Platforms Load and Resistance Factor Design,

    2a edio, American Petroleum Institute E.U.A., 1993.

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    os Critrios LRFD e WSD", Tese Submetida ao Corpo Docente da Coordenao

    dos Programas de Ps-Graduao da Universidade Federal do Rio de Janeiro

    como parte dos requisitos necessrios para a obteno do Grau de Mestre em

    Cincias em Engenharia Civil, 1991.

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    DIPREX/ CENPES/ PETROBRS

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    CENPES/ PETROBRS.

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    DIPREX/ CENPES/ PETROBRS.

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    [10] RODRIGUEZ, S.G.H., Considerations regarding the design of Offshore Platform,

    Offshore Engineering Volume 4 Rio de Janeiro, 1985.

    [11] THOMAS, Jos Eduardo Fundamentos de Engenharia de Petrleo - Editora

    Intercincia

    [12] ELLWANGLER, G.B., "Alguns Aspectos da Anlise e do Projeto de Plataformas

    Martimas" - Tese Submetida ao Corpo Docente da Coordenao dos Programas de Ps-

    Graduao da Universidade Federal do Rio de Janeiro como parte dos requisitos

    necessrios para a obteno do Grau de Doutor em Cincias em Engenharia Civil, 1988.

    103

    Pampo IA e Pampo IB;Vermelho I, Vermelho II e Vermelho III;II.2 - Interao Solo-Fluido-Estrutura de Plataformas FixasII.3 - Recomendaes e Critrios de ProjetoOnde: