ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NA RIGIDEZ À FLEXÃO DE LINHAS FLEXÍVEIS

ANÁLISE DA INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NA RIGIDEZ À

FLEXÃO DE LINHAS FLEXÍVEIS

Alex Pereira da Silva

TRABALHO APRESENTADO AO CORPO DOCENTE DO DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA NAVAL E OCEÂNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO NAVAL E OCEÂNICO.

Aprovada por:

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Prof. Murilo Augusto Vaz, Ph.D.

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Prof. Julio César Ramalho Cyrino, D. Sc.

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Eng. Volney Soares Lopes, M. Sc.

RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL DEZEMBRO DE 2006

AGRADECIMENTOS

Agradeço a ANP (Agência Nacional do Petróleo) por ter proporcionado a oportunidade de realizar o presente estudo acarretando em uma enorme realização pessoal decorrente de todo esforço empregado.

Ao professor Murilo Augusto Vaz por ter orientado de forma paciente e atenciosa o desenvolvimento deste trabalho.

Aos engenheiros Volney Soares Lopes da PETROBRAS e Marcelo Caire da COPPE/UFRJ por terem contribuído com o fornecimento de informações e dados que foram vitais para o desenvolvimento deste trabalho, sem mencionar suas preciosas críticas que levaram ao sucesso do mesmo.

Aos professores da engenharia metalúrgica e de materiais Célio Albano da Costa Neto (Ph.D., COPPE - UFRJ) e a professora Marysilvia Ferreira (D.Sc., COPPE - UFRJ) que contribuíram com a realização dos ensaios disponibilizando espaço, equipamentos e pessoal competente para uma boa performance desses procedimentos.

A todos os professores da engenharia naval que contribuíram com suas brilhantes aulas que influenciaram na minha formação como engenheiro.

À minha família que sempre esteve ao meu lado nas horas difíceis dando apoio, incentivo e sempre torcendo pelo meu triunfo como pessoa.

À minha namorada Lorena Nogueira que sempre esteve ao meu lado ajudando-me a tomar decisões corretas e inteligentes durante a minha vida acadêmica e pessoal.

Aos meus amigos pelo incansável apoio dado nesses últimos anos e a Deus por ter me dado saúde, perseverança e oportunidades para que eu pudesse terminar o meu curso de engenharia naval e oceânica.

ÍNDICE

Capítulo 1 – Introdução

1.1 – Cenário Mundial de Produção e Exploração de Óleo e Gás ... 01

1.2 – Comportamento de Linhas Flexíveis em Águas Profundas ... 05

Capítulo 2 – Dutos Flexíveis e Cabos Umbilicais 2.1 – Utilização de Dutos Flexíveis ... 07

2.1.1 – Flowlines ... 09

2.1.2 – Jumpers ... 10

2.2 – Configuração dos Risers ... 11

2.2.1 – Catenária Simples ... 12

2.2.2 – Lazy-wave ... 13

2.2.3 – Steep-wave ... 13

2.2.4 – Lazy-S ... 14

2.2.5 – Steep-S ... 15

2.3 – Estrutura do Duto Flexível ... 17

2.4 – Cabos Umbilicais ... 28

2.5 – Sistemas de Conexão Submarinos ... 31

Capítulo 3 – Rigidez à Flexão de Dutos Flexíveis e Cabos Umbilicais 3.1 – Estudo de Flexão de Dutos Flexíveis e Cabos Umbilicais ... 37

3.2 – Estudo da Variação de Temperatura no Mar ... 44

3.3 – Ensaios de Tração com Variação de Temperatura Envolvendo a Capa Externa ... 46

3.4 – Cálculo da Rigidez Flexional do Duto Flexível ... 54

Capítulo 4 – Análise de Instalação e Ensaios de Flexão de Dutos Flexíveis e Cabos Umbilicais 4.1 – Análise de Instalação de Dutos Flexíveis em Águas Profundas ... 58

Capítulo 5 – Conclusão ... 77

CAPÍTULO 1

INTRODUÇÃO

1.1 – Cenário Mundial de Produção e Exploração de Óleo e Gás

O aumento da demanda mundial por petróleo e gás vem direcionando as principais empresas exploradoras à procura de reservatórios situados em grandes profundidades. Tal fato motiva o contínuo desenvolvimento de suas habilidades e capacidades para o desenvolvimento de idéias e novas tecnologias. Seguindo essa tendência, começaram a surgir novas unidades de produção e exploração, semi-submersíveis, FPSO (Floating Production Storage and Offloading), FSO (Floating Storage and Offloading), TLP (Tension Leg Platforms) e SPARs são alguns exemplos dessas unidades. Essa tendência pode ser observada através da figura 1 retirada do estudo realizado por Carter e Ronald [1].

Como pode ser observado, hoje já é possível explorar petróleo em lâminas d’água próximas a 2000 m, e com o rápido avanço da tecnologia a profundidade de 3000 m poderá ser alcançada a qualquer momento.

Nesse cenário o duto flexível torna-se um componente fundamental, tendo em vista sua melhor adaptação às condições operacionais severas devido a grandes profundidades, variações de temperatura, fortes correntes marinhas, ondas, ventos e passeio da plataforma. Essa versatilidade tornou a utilização do duto flexível inquestionável pelas empresas de produção e exploração. A figura 2 ilustra exatamente essa adaptabilidade da linha flexível quando comparada a outros tipos de risers na atualidade, segundo Carter e Ronald [1].

Figura 2 – Aplicabilidade dos risers

Para uma melhor definição, os dutos flexíveis, (risers, flowlines e jumpers) são tubulações utilizadas para o transporte de petróleo, fluidos de injeção, gás ou determinados produtos químicos, enquanto que os cabos umbilicais permitem a comunicação e o controle entre diversos equipamentos de superfície e submersos. Os umbilicais submarinos possuem um núcleo por onde podem passar cabos elétricos e mangueiras hidráulicas.

Dutos flexíveis e umbilicais submarinos são produtos essenciais aos sistemas de produção contemporâneos devido ao avanço da fronteira exploratória do petróleo em mar. Atualmente cerca de 20% a 30% dos custos de

desenvolvimento de um campo em águas profundas se devem a tais insumos, e a PETROBRAS, empresa-líder na exploração nesse ambiente hostil, dispõe atualmente de mais de 2500 km de dutos flexíveis e 1300 km de umbilicais, a maioria em operação na Bacia de Campos.

Embora o conceito de superpor reforçadores helicoidalmente dispostos seja prática de cordoaria bastante antiga, o reforço de cabos elétricos com duas armaduras em sentidos reversos é solução de engenharia do século XX. Esse novo conceito visa suprir as necessidades de lançamento de linhas de comunicação intercontinental e um protótipo viável de duto flexível com capacidade de resistência à pressão interna do fluido e externa da lâmina d’água - em todo seu sofisticado arranjo de camadas - não surgiu antes do fim da década de 1960. No Brasil, esse conceito foi introduzido dentre um vasto conjunto de inovações dos sistemas antecipados de produção na década de 1970 e revelou-se, ao longo dos anos, uma tecnologia segura e versátil.

Do ponto de vista de engenharia, os dutos flexíveis e umbilicais são estruturas compósitas - pois suas seções transversais são compostas de várias camadas concêntricas de diferentes materiais e propriedades - e esbeltas - pois as dimensões da seção transversal são muito menores que seu comprimento. O arranjo e o dimensionamento dessa estrutura de camadas concêntricas visa, em um bom projeto, oferecer as seguintes qualidades:

¾ Grande resistência à tração;

¾ Uma rigidez à flexão relativamente pequena, viabilizando o bombinamento;

¾ Capacidade de resistir e ter seu peso suportado durante o lançamento pela aplicação de forças radiais por meio de “lagartas”; ¾ Capacidade de acomodar movimentos naturais ao lançamento, ao

serviço e à desmobilização, assim como a capacidade de respondê-los amortecendo suficientemente as vibrações;

¾ Menor coeficiente de troca térmica em relação ao duto rígido não-isolado;

¾ No caso do duto flexível, resistência à pressão interna e a possíveis esforços decorrentes da sua despressurização rápida.

Essas características combinadas tornam os dutos flexíveis e os umbilicais adequados à aplicação no escoamento de fluidos, transmissão de sinais e energia, além de justificarem o sucesso de sua implementação nos sistemas de produção antecipada e depois no desenvolvimento de reservatórios da Bacia de Campos.

Através da figura 3 e figura 4 pode-se visualizar um cenário submarino de exploração característico. Observam-se dutos flexíveis assentados no leito marinho (Flowlines), linhas que interligam os equipamentos submersos aos de superfície (Risers) e linhas que podem fazer interligação para equipamentos de superfície (Jumpers).

Figura 4 – Flowlines e Jumpers submarinos

1.2 – Comportamento de Linhas Flexíveis em Águas Profundas

O comportamento estrutural de linhas flexíveis é bastante complexo do ponto de vista geométrico e físico, oriundo de uma intricada interação entre as diversas camadas plásticas homogêneas e helicoidais metálicas. Do ponto de vista da resposta flexional, observa-se um comportamento aproximadamente bi-linear decorrente do mecanismo de fricção interna que retarda o escorregamento entre as camadas de arame.

Deve-se ressaltar que no mar a variação vertical de temperatura em águas profundas influencia a rigidez à flexão de linhas flexíveis. Esta análise é relevante, pois em algumas situações práticas as linhas flexíveis podem operar em baixa tração e baixa temperatura. Isso ocorre, por exemplo, nas operações de conexão de 1ª e 2ª extremidade da linha com o módulo de conexão vertical (MCV), como discutido por Lopes [2].

Baixa tração indica que a rigidez física da seção é relativamente importante em relação à rigidez geométrica da linha.

A baixa temperatura, encontrada em águas profundas, está associada a um aumento considerável do módulo de elasticidade dos materiais plásticos que compõem a linha flexível, e conseqüentemente influenciam sua própria rigidez à flexão.

Este cenário, por exemplo, é encontrado durante a instalação de linhas flexíveis com um impacto potencial nas operações de conexão com equipamentos submarinos. Em função das dificuldades apresentadas para a execução dessas tarefas, este estudo promove esforços para reduzir problemas encontrados durante a instalação de linhas flexíveis, com o intuito de tornar as operações mais seguras, eficazes e rápidas.

Para um estudo mais completo, foram realizados ensaios de tração variando-se a temperatura dos corpos de prova retirados da capa externa de uma linha flexível. Ensaios de flexão com a mesma linha flexível e com cabos umbilicais também contribuíram para enriquecimento deste trabalho. Por fim, modelos analíticos e numéricos foram utilizados com a finalidade de simular algumas situações reais de esforços em linhas flexíveis.

De posse de todas essas ferramentas, pode-se comparar os resultados obtidos nos ensaios de tração e flexão com os resultados obtidos através de simulação numérica, fazendo um paralelo com a teoria estudada (modelos analíticos). Tal esforço resultou em um estudo mais aprimorado sobre as conseqüências da influência da temperatura na rigidez à flexão de linhas flexíveis.

CAPÍTULO 2

DUTOS FLEXÍVEIS E CABOS UMBILICAIS

2.1 – Utilização de Dutos Flexíveis

Os dutos flexíveis têm sido utilizados na indústria do petróleo desde 1972, quando a Coflexip ganhou a patente para construir dutos de aço capazes de suportar altas pressões. A primeira aplicação desse novo conceito foi utilizada em linhas de perfuração com até 15000 psi. A partir desse marco, os dutos flexíveis se desenvolveram bastante com relação ao seu design, mostrando-se mais eficientes e resistentes. Esse abrupto desenvolvimento possibilitou o uso de flexíveis como “flowlines” e ”risers”, sendo estes utilizados até hoje na indústria offshore.

Em águas profundas, os dutos flexíveis são utilizados principalmente como risers dinâmicos em PLEM (Pipeline End Manifold) ou riser tower em sistemas flutuantes de produção como, por exemplo, em FSO, FPSO e TLPs. As figuras 5 e 6 são ilustrações desses dois cenários utilizados no universo offshore. O restante das utilizações dos dutos flexíveis são estáticas como, por exemplo, “flowlines” e “jumpers”, lembrando que este último também pode trabalhar dinamicamente dependendo do tipo de operação.

Figura 5 – Utilização de dutos flexíveis no cenário submarino

Figura 6 – Sistema submarino Plataforma tipo Jaqueta Semi-Submersível

TLP FSO

PLEM Plataforma Auto-Elevatória

2.1.1 – Flowlines

São denominados flowlines os dutos que, depois de instalados, ficam apoiados no fundo e, portanto não sofrem solicitações cíclicas, além de possuírem um comportamento considerado basicamente estático. Essas linhas flexíveis (flowines), fazem a ligação entre o poço e o manifold ou plataforma.

As ligações entre o manifold, plataforma ou PLEM (Pipeline End Manifold) são chamadas de interfield lines e loading lines quando a ligação é entre plataformas a quadros de bóias ou monobóias. Trunk lines é quando o duto vai para terra. As figuras 7 e 8 ilustram o que foi dito anteriormente sobre flowlines.

Figura 7 – Flowlines

2.1.2 – Jumpers

É chamada de jumper a configuração de um riser flexível de pequeno comprimento que forma uma catenária suspensa. Esta configuração é utilizada para, por exemplo, unir um terminal oceânico tipo monobóia a um navio aliviador (figura 9) ou uma unidade de produção com uma de armazenamento (figura 10).

Figura 9 – Escoamento de óleo através de dutos flexíveis

Figura 10 – Jumper

2.2 – Configuração dos Risers

As aplicações dinâmicas de linhas flexíveis geralmente acontecem quando estas interligam pontos entre unidades de produção e equipamentos submarinos. Movimentos relativos entre esses pontos ocorrem devido a forças que são representadas por carregamentos oriundos de condições ambientais, tais como ventos, correntes marinhas e irregularidades no fundo. Essas solicitações são transmitidas às linhas dificultando a operação em águas profundas. Para a solução desses problemas ou a diminuição dos efeitos causados por essas forças, são utilizadas configurações de risers específicas.

Configurações em catenária são assumidas em diversos cenários. A configuração mais simples e barata é a catenária livre (free hanging), mas que no entanto, imprime grandes esforços na conexão da unidade de produção com o riser. Com o intuito de reduzir estes esforços são colocados flutuadores ou bóias nas seções intermediárias do riser (figura 11 e 12). Desta forma, o empuxo provocado por esses elementos alivia o peso suportado pelo sistema flutuante, e quando sob solicitações laterais, contribui com movimentos restauradores.

Figura 11 – Instalação de umbilical com auxílio de flutuadores

Figura 12 – Lançamento de linhas com flutuadores

2.2.1 – Catenária Simples

A configuração em catenária simples ou free hanging (figura 13) é basicamente uma catenária livre, apoiada no fundo do mar. Esta pode ser considerada a configuração mais interessante devido à simplicidade de sua forma. Isso se deve a baixa utilização de componentes redutores de esforços, o que possibilita que esta configuração tenha um baixo custo de material e instalação.

Figura 13 – Free hanging (Catenária Simples)

2.2.2 – Lazy-wave

A configuração lazy-wave (figura 14) é obtida com a utilização de elementos de flutuação (flutuadores) distribuídos em um trecho central, o que faz com que após o equilíbrio estático inicial, o sistema assuma uma forma “ondulada”, e a seção inferior permaneça apoiada em catenária no fundo do mar.

Figura 14 – Lazy-Wave

2.2.3 – Steep-wave

A configuração steep-wave é semelhante ao lazy-wave, porém o trecho de flutuação prolonga-se até a extremidade inferior da linha na ancoragem. Dessa forma, de acordo com Pinto e Lima [3], obtém-se a forma que caracteriza essa configuração (figura 15). Percebe-se que a extremidade inferior da linha não repousa em catenária no fundo do mar, e a ancoragem trabalha sob tração em uma base fixa no leito marinho.

Figura15 – Steep-Wave

2.2.4 – Lazy-S

A configuração lazy-s é caracterizada por um elemento de flutuação concentrada (uma bóia) em uma posição intermediária da linha, onde uma catenária suspensa parte do navio e é conectada à bóia. Por sua vez, da bóia parte uma catenária simples que se estende até o fundo do mar.

Figura 16 – Lazy-S

Além do elemento flexibilizador na extremidade de conexão com o FPSO/Semisub comum a todas as configurações, esta possui também flex-joint na conexão com a bóia. Lembrando que flex-joint segundo Reyes [4] é um elemento flexibilizador instalado na conexão do topo do riser com a unidade de

produção. Este tem como finalidade restringir os efeitos locais de flexão causados pelos offsets horizontais (movimento de corpo rígido estático), e por efeitos de rotações relativas entre as unidades de produção e os risers.

O flex-joint representado na figura 17 é formado por um elemento metálico articulado, cuja função é de proteger o elemento flexível e resistir a tração a qual normalmente este é solicitado. Esta tração ocorre devido aos movimentos de heave da unidade de produção impostos pelas oscilações do mar. O elemento flexível interno prevê vedação e continuidade entre dois elementos articulados da junta, permitindo que haja um deslocamento angular entre os eixos de ambos, mantendo a estanqueidade.

Figura 17 – Flex Joint

2.2.5 – Steep-S

A configuração steep-s é semelhante ao step-wave, porém o trecho de flutuação é fornecido pela utilização de uma bóia. Ver figura 18.

Figura 18 – Steep-S

Sabendo quais são os tipos de configurações de risers flexíveis, pode-se então realizar uma comparação de todos esses cenários descritos. A figura 18 representa o que está sendo analisado.

2.3 – Estrutura do Duto Flexível

Os dutos flexíveis levam uma grande vantagem sobre os dutos rígidos quando comparados dinamicamente. O duto flexível possui camadas metálicas e camadas plásticas sobrepostas. Estas por sua vez, movimentam-se relativamente de acordo com o esforço aplicado à linha. Tal fato possibilita que o flexível possa atingir grandes curvaturas, quando comparado aos dutos rígidos.

Os dutos flexíveis podem ser classificados de acordo com seu processo construtivo.

• Bonded ou vulcanizados (camadas aderentes) – possuem camadas coladas umas nas outras como num processo de vulcanização. Isso faz com que as camadas atuem de maneira uniforme, ou seja, como uma única camada;

Figura 19 – Duto flexível tipo Bonded

• Unbonded ou independentes (camadas não aderentes) – possuem suas camadas em contato com as adjacentes de tal forma que o movimento relativo entre as mesmas seja permitido.

Figura 20 – Duto flexível tipo Unbonded

Os duos flexíveis ainda podem ser divididos com relação a sua camada interna em:

• Smooth bore (interior liso) – possuem camadas de barreiras de pressão, poliméricas, como primeira camada mais interna (camada de contato com o fluido). Este tipo de linha geralmente é utilizado em poços injetores de água e aquedutos;

Figura 21 – Duto flexível do tipo Smooth Bore

• Rough bore (interior rugoso) – possuem camadas metálicas de carcaça interna como primeira camada. Este tipo de linha é mais utilizado em campos de produção com um volume maior. A aplicação destas linhas facilita a injeção de óleo, água e gás nos poços.

Figura 22 – Duto flexível do tipo Rough Bore

De forma resumida, podem ser visualizados através das figuras 23 e 24 os padrões de dutos flexíveis utilizados pela indústria offshore, organizados de acordo com suas famílias. Este nível de segregação foi proposto pela API 17B [5].

Figura 24 - Descrição padrão dos dutos tipo bonded

As camadas dos dutos flexíveis são projetadas de acordo com o cenário específico de utilização. O duto flexível possui grande resistência mecânica aos esforços de tração, torção, pressão interna e pressão externa, além de oferecer baixa rigidez à flexão.

Neste trabalho, no entanto, apenas a resposta flexional do duto unbonded será abordada. Diversos modelos têm sido propostos recentemente Witz e Tan [6], Ramos e Pesce [7] e Féret e Bournazel [8].

Os dutos flexíveis são estruturas constituídas de camadas cilíndricas poliméricas e camadas metálicas dispostas em helicóides, cada uma com características geométricas e físicas específicas. As camadas poliméricas têm função de vedação, ou seja, mantêm o fluido em seu interior, e podem auxiliar no isolamento térmico e na redução de fricção. As camadas helicoidais metálicas, também denominadas de armaduras, representam as principais características estruturais. Essas armaduras helicoidais consistem em arames ou tiras metálicas enroladas helicoidalmente sobre um núcleo polimérico. Para um melhor entendimento, pode-se visualizar um duto flexível seccionado e descascado com suas camadas internas nas figuras 25 e 26.

Figura 25 – Duto flexível

Figura 26 – Camadas de um duto flexível

Tendo sido apresentadas as camadas que compõe um duto flexível do tipo unbonded, serão definifinidas cada uma delas de acordo com seu material e tipo de seção.

• Carcaça – Esta é uma camada metálica intertravada, sendo responsável por contribuir com uma resistência ao colapso da linha devido às

pressões. Ela é confeccionada de aço inoxidável e enrolada em um ângulo próximo de 90º (passo curto), figura 27. Essa carcaça intertravada é fabricada através de dobramentos de fitas finas que são enroladas helicoidalmente, figura 28. O fato das camadas se intertravarem, faz com que haja um aumento significativo da resistência ao colapso e um aumento de rigidez axial do duto flexível, que por sua vez, implica em uma amplificação da rigidez à flexão devido a essa restrição de movimento. No entanto, esta camada se mantém complacente em pequenas deformações;

Figura 27 – Processo de fabricação da carcaça intertravada

Figura 28 – Seção da camada intertravada

• Barreira de Pressão Interna – Esta é uma camada de polímero extrudada (figura 29) que tem como principal objetivo servir de escudo para impossibilitar que o fluido passe para as camadas superiores. O material utilizado nesta camada geralmente é a poliamida, que é um material compósito cujas propriedades mecânicas e térmicas serão discutidas futuramente no decorrer deste trabalho. Há uma preocupação

muito grande com produtos químicos injetados na linha como, por exemplo, álcoois e inibidores de corrosão, pois acredita-se que esses fluidos possam comprometer a estrutura polimérica da camada em questão;

Figura 29 – Processo de fabricação da barreira de pressão interna

• Armadura de Pressão – Esta é uma camada metálica intertravada, cuja função é suportar as pressões oriundas da camada barreira de pressão e os carregamentos de pressões internas do sistema na direção radial. Essa camada é confeccionada com aço cujo perfil pode ser Z, C ou T dependendo do fabricante, figura 30 e figura 31. Esses perfis causam intertravamento entre os passos adjacentes quando próximos de 90º, representando um passo curto;

Figura 31 – Seções típicas (“Z”, “T” e “C”) da armadura de pressão

• Armaduras de Tração – Esta é uma camada helicoidal metálica cuja principal função é fazer com que o topo do riser resista à tração. Sua fabricação é feita com aço de perfil retangular ou cilíndrico, figura 32. Geralmente são utilizados pares de armaduras de tração enroladas em sentidos opostos. Essa disposição das camadas faz com que a estrutura evite girar ao sofrer cargas tracionais. Cabe ressaltar que as armaduras de seção transversal cilíndricas são normalmente empregadas em umbilicais submarinos, pois a conformação é mais simples e o peso da estrutura é menor. As armaduras de seção retangular são normalmente utilizadas em dutos, permitindo uma melhor compactação das camadas e otimizando a relação de espessura da camada com a área resistente. Um fato a ser considerado com relação ao seu processo de fabricação, é que são impostas deformações plásticas aos arames, criando uma pré-deformação que deve ser precisa para evitar tensões residuais no interior do duto. A conseqüência dessa pré-deformação é a imposição de um raio espontâneo de enrolamento menor do que ele está enrolado. Isso causa uma leve pressão de contato sobre as camadas interiores;

Figura 32 – Processo de fabricação das camadas helicoidais

• Capa Externa – Essa é uma camada polimérica extrudada (figura 29) que serve como proteção do duto flexível. Sua função de proteção pode ser tanto para evitar que agentes externos (água do mar) invadam as outras camadas quanto para servir de envoltória e manter a armadura de tração montada. O material polimérico utilizado na confecção desta camada geralmente é o polietileno de alta densidade (HDPE), cujas propriedades mecânicas serão discutidas mais a fundo no decorrer deste trabalho;

• Camadas Restantes – Além das camadas que foram apresentadas, existem outras que compõe os dutos flexíveis. Dentre estas se destacam a camada anti-atrito e a fita anti-flambagem. A camada anti-atrito como próprio nome já diz, é responsável pela diminuição do atrito entre as camadas metálicas e conseqüentemente pelo desgaste das mesmas devido aos movimentos relativos entre as camadas. Essas fitas poliméricas geralmente com espessuras muito pequenas são enroladas entre as camadas metálicas e não apresentam uma grande contribuição na resistência do duto flexível. A fita anti-flambagem é utilizada entre as armaduras de tração, e tem com principal função resistir a uma possível expansão na armadura de tração decorrente do efeito de compressão súbita do duto. Essa compressão súbita tende a causar um fenômeno de abertura da armadura conhecido como “gaiola de passarinho”

(birdcaging), figura 33, estudada por Custódio [9]. Deve-se ressaltar, que a fita anti-flambagem por estar situada entre a armadura de tração e a capa externa contribui na redução do atrito entre essas duas camadas.

Figura 33 – Fenômeno de compressão súbita (“Gaiola de passarinho”)

Em muitas situações, dutos flexíveis são sujeitos a carregamentos variados devido ao manuseio para armazenamento, transporte, instalação e condições de operação. A carga de flexão imposta ao duto flexível pode tornar crítica sua integridade estrutural, podendo provocar perda de produção e conseqüentemente danos ao meio ambiente.

Neste contexto, torna-se importante à busca do entendimento do comportamento estrutural destes dutos sob cargas de flexão. Das figuras 34 até 38, pode-se observar dutos flexíveis sendo solicitados fisicamente quando estão sendo enrolados para o armazenamento, transportados para a embarcação de lançamento, instalados e em operação.

Figura 34 – Duto flexível enrolado

Figura 35 – Carretel em embarcação de lançamento (PLSV – Pipe Lay SupplyVessel)

Figura 36 – Dutos flexíveis abordo de uma embarcação

Figura 37 – Procedimento de Instalação de Flowline

Figura 38 – Transferência de duto flexível para embarcação de lançamento

2.4 – Cabos Umbilicais

A estrutura dos cabos umbilicais é bastante similar à estrutura de um riser flexível, diferindo principalmente no núcleo. Existem várias concepções de cabos umbilicais: flat pack, circular com armaduras, circular com tubes, cabos elétricos de potência, cabos de telecomunicação e cabos mistos eletro-óticos. Alguns desses tipos de umbilicais podem ser visualizados através as figuras 39 até 41.

Figura 39 – Flat Pack

Figura 40 – Circular com armaduras

Figura 41 – Cabos elétricos de potência

Os cabos elétricos podem transmitir potência ou sinal de controle. Em geral, eles possuem armaduras singelas ou duplas que devem ser aterradas para neutralizar o campo elétrico. É necessário garantir que os condutores não sejam submetidos, em nenhuma condição de carregamento, a esforços que possam causar-lhes cocas, dobramentos ou redução de sua área seccional. Ademais, embora o método de assentamento oscilatório, também chamado de S-Z, seja comum, atualmente requer-se que o assentamento de cabos pelo

método planetário, onde o cabo se assenta sobre um helicóide perfeito, seja utilizado.

O isolamento dos cabos elétricos deve ser contínuo, pois falhas são consideradas inadmissíveis. De fato, deve ser premissa de projeto que os cabos elétricos possam transmitir potência e sinal aos sistemas continuamente, mesmo em caso de alagamento do núcleo do umbilical submarino. A fricção entre os cabos elétricos e outros elementos, particularmente as camadas homogêneas intermediárias, deve ser minimizada para evitar a transferência de esforços de camadas estruturais para elementos funcionais que, não sendo totalmente adequados ao regime de uma estrutura no mar, não resistiriam ao carregamento extremo ou cíclico.

O núcleo do umbilical com grande número de mangueiras hidráulicas é um tipo bastante comum de seção transversal nos sistemas de produção brasileiros (Figura 42). Em geral, as mangueiras de comando hidráulico são constituídas de três partes: um liner polimérico, reforçadores que podem ser um tecido trançado de aramida ou armaduras de aço, e finalmente uma capa externa plástica. Assim como os cabos, as mangueiras hidráulicas devem ser capazes de operar continuamente mesmo em uma situação de núcleo alagado e, para isso, é premissa de projeto que elas suportem a pressão externa ambiental sem prejuízo a funcionalidade.

Figura 42 – Umbilical para águas ultraprofundas

O assentamento pelo método oscilatório é mais comum nos produtos usados nos sistemas de produção brasileiros, mas atualmente prefere-se o assentamento pelo método planetário. A estrutura das mangueiras e seu comprimento retificado afetam significativamente o tempo de resposta ao comando hidráulico e, por isso, é necessário verificar tais características de desempenho.

2.5 – Sistemas de Conexão Submarinos

De acordo com Moreira, Cerqueira e Rosa [10] e Brandão e Couto [11], com aumento da lâmina d’água dos campos petrolíferos brasileiros, a utilização de dutos flexíveis como risers e flowlines têm sido adotadas como solução padrão. Um dos motivos é viabilizar a antecipação da produção através de um sistema provisório de produção que permita a recuperação posterior do duto para sua reutilização. Outro motivo é que, com o forte crescimento de unidades de produção do tipo FPSO, os risers flexíveis são adotados por serem mais complacentes aos movimentos relativos desse tipo de embarcação.

Esse aumento de lâmina d’água foi responsável pelo surgimento da necessidade de desenvolver sistemas de conexão de dutos em equipamentos submarinos confiáveis, tais como, árvores de natal, manifolds do tipo PLEM (Pipe Line End Manifold) ou do tipo PLET (Pipe Line End Termination).

Uma alternativa atraente encontrada pelos engenheiros foi a adoção de flowlines rígidos para o transporte de óleo de um equipamento submarino até outro mais próximo a unidade de produção. Isso geralmente é utilizado em campos de grandes dimensões e em águas ultra-profundas. Estudos realizados mostraram que esse tipo de alternativa adotada reduziu consideravelmente os custos, em comparação com os flexíveis.

O sistema de conexão vertical pode ser utilizado em conexões de primeira e segunda extremidade, ou seja, a conexão do duto nos equipamentos pode ser realizada antes ou após seu lançamento sobre o leito marinho para conectar dutos flexíveis ou trechos de dutos rígidos a equipamentos submarinos. São exemplos destes, árvores de natal (figura 43), manifolds ou flowlines, através de PLET ou PLEM.

• Árvore de Natal

Com a descoberta de campos com grande capacidade de produção a profundidades maiores que 300 metros, o método utilizado de conexão de dutos flexíveis em árvores de natal teve que ser substituído por outro sistema, visto que a essa profundidade os mergulhadores não teriam mais condições de realizar seus serviços por limitações humanas. Foi pensando na solução desse problema que se deu início ao emprego dos sistemas de conexão com equipamentos submarinos sem a utilização de mergulhadores.

Figura 43 – Árvore de Natal Molhada

Para a instalação da árvore de natal, pode-se utilizar uma técnica chamada de Lay-away que consiste na utilização de duas embarcações, onde uma é responsável por baixar a árvore de natal (figura 43) conectada por meios de cabos de aço (unidade de produção), e a outra (embarcação de lançamento de linha) fica responsável pela linha flexível. Esta última tem deve ater forte atenção à catenária formada pela linha flexível no lançamento, para que não sejam impostos esforços que venham a comprometer as características físicas e mecânicas do duto em lançamento. A figura 44 representa bem o processo descrito anteriormente.

Figura 44 – Conexão Lay-Away

• MCV (Módulo de Conexão Vertical)

Os sistemas de conexão vertical necessitavam que as linhas flexíveis fossem conectadas entre a base adaptadora de produção e a árvore de natal, que posteriormente é descida para realizar o término da instalação. Uma das desvantagens desse sistema é que quando eventualmente ocorre algum imprevisto e existe a necessidade de se desconectar a linha flexível, tem-se também que se retirar à árvore de natal. Este fato implica em um maior tempo de operação fazendo com que os custos desse procedimento aumentem.

Em decorrência de muitos problemas semelhantes ao que foi descrito, passou a ser utilizado nessas operações o módulo de conexão vertical (MCV), figura 45, sendo este o principal componente do sistema de conexão vertical. O sistema em questão se assemelha ao já existente para conexão das linhas em manifolds submarinos. Entretanto, a sua principal vantagem é a flexibilidade de instalação de linhas flexíveis antes ou depois das árvores de natal serem instaladas, pois a conexão é localizada na BAP (Base de Abandono Permanente) simplesmente.

Figura 45 – Conexão de linha flexível utilizando MCV

Como pode ser visualizado através da figura 46, o MCV é composto de pescoço de ganso, conector, sistema soft landing, painel de ROV e partes do sistemas de guia.

Figura 46 – MCV

Para grandes distâncias e diâmetros altos, os dutos rígidos, como dito anteriormente, se sobrepõem aos flexíveis em relação aos seus custos. Dessa forma, é possível utilizar flowlines de rígidos conectados a dutos flexíveis Pescoço de Ganso

Conector

Painel do ROV

Swivel

por meio de PLETs dotados de sistemas de conexão vertical utilizando MCV, como representado pela figura 47.

CAPÍTULO 3

RIGIDEZ À FLEXÃO DE DUTOS FLEXÍVEIS E CABOS

UMBILICAIS

3.1 – Estudo de Flexão de Dutos Flexíveis e Cabos Umbilicais

A principal característica de um duto flexível é sua elevada rigidez axial e torcional, mantendo grande complacência flexional. Seu comportamento axial-torcional é complexo e depende do grau de interação entre as camadas que compõem o duto.

A principal vantagem desse tipo de estrutura é a sua capacidade de acomodar elevadas taxas de deformação flexional sem falhar. Para pequenas curvaturas, o atrito interno restringe os movimentos relativos entre as camadas e, dessa forma, a estrutura apresenta elevada rigidez à flexão. Para grandes deformações o atrito interno entre as camadas é superado, e conseqüentemente as camadas começam a sofrer movimento relativo. Nessa condição, a estrutura apresenta redução em sua rigidez à flexão, sendo que o único mecanismo que proporciona resistência ao escorregamento progressivo é a fricção entre as camadas. Vale a pena ressaltar que as pressões entre as camadas também influenciam no escorregamento relativo, o qual, por sua vez, está associado à dissipação de energia.

A rigidez à flexão de uma estrutura de várias camadas contém contribuições de todos os seus componentes. Para efeitos de simplificação assume-se que o comportamento de cada camada helicoidal ou arame na mesma armadura será o mesmo. Dessa forma, somente um arame precisa ser

estudado. Esta análise foi dividida em duas etapas para melhor entendimento do processo: antes do escorregamento entre as camadas e depois do escorregamento progressivo.

• Antes do Escorregamento

Segundo Witz e Tan [6], a distribuição da energia elástica ao longo do comprimento do arame não é constante devido ao estado de deformação não uniforme. Entretanto, a energia de deformação ao longo de toda armadura deve ser constante desde que as camadas helicoidais possuam uma seção transversal uniforme. Assim, a energia total da deformação elástica da armadura por unidade de comprimento pode ser obtida tanto assumindo a energia média de deformação de cada arame quanto assumindo a deformação individual de cada tira, correspondendo a uma seção transversal. As duas aproximações são teoricamente equivalentes e acabam chegando ao mesmo resultado. A energia de deformação U1 de um arame helicoidal antes do escorregamento, é dada por:

φ

π

φ

φ

ε

π

∫

∫

- ε(φ)é a deformação linear em função do ângulo de assentamento; - R _{é o raio do arame helicoidal;}

- θ é o ângulo do hélice com relação ao eixo longitudinal; - k _{é a curvatura;}

- EA é a rigidez axial do arame helicoidal;

- EIb é a rigidez à flexão do arame helicoidal na direção binormal;

- GJ é a rigidez torcional do arame helicoidal.

Na equação (1), tem-se que a primeira integral é a contribuição da deformação axial e a segunda integral é a contribuição para a flexo-torção local. Dessa forma, o momento fletor resultante por unidade de comprimento da camada helicoidal e a equação que representa a rigidez à flexão, podem ser obtidas desenvolvendo-se a equação (1). Se esta camada helicoidal for composta por n camadas, o momento fletor resultante final M1 _{e a rigidez} EI1 _são

respectivamente dados por:

(

)

θ

θ

θ

(

θ

θ

)

θ

cos

sin

2

1

cos

2

1

GJ

EI

EI

n

R

A

E

n

EI

=

+

+

+

Pode-se notar que se o ângulo de hélice (θ) não for muito elevado, o primeiro termo será responsável pela maior parcela de contribuição na rigidez à flexão da camada helicoidal.

• Depois do escorregamento

É sabido que o estado de deformação não uniforme somente pode ser mantido por algumas restrições, caso contrário tenderá a se tornar um estado de deformação uniforme de acordo com o princípio de energia mínima de deformação elástica. Devido a tal fato, restrições estruturais e friccionais são assumidas.

A restrição estrutural normalmente não pode ser ultrapassada, a menos que haja uma destruição da própria estrutura. Já a restrição devido ao atrito pode ser ultrapassada com o aumento da deflexão, sendo que este fenômeno está ligado ao escorregamento individual entre os componentes.

Tomando como exemplo uma camada helicoidal enrolada em um cilindro, fica nítido que a tensão localizada nos arames, tanto na direção normal quanto na direção binormal está subordinada à restrição estrutural. Contudo, as tensões axiais não uniformes são mantidas apenas pelas forças internas de atrito, distribuídas ao longo dos arames. A restrição associada com a torção local é dependente da seção transversal do arame. Se o arame possuir seção transversal retangular, que é o caso do duto flexível em questão, este sofrerá restrição estrutural. A torção está sujeita à restrição friccional apenas em caso de estruturas com arames de seção transversal circular.

De acordo com a distribuição da deformação axial, a região de escorregamento deve ocorrer na parte mais externa do cilindro e no seu eixo neutro em um quarto de volta do arame. Por isso acredita-se que o escorregamento se inicia na região do eixo neutro do cilindro. Antes do escorregamento as forças axiais são balanceadas pelo atrito distribuído ao longo do arame. Essas forças resultantes são proporcionais à curvatura, dessa forma esse balanceamento será superado com o aumento da curvatura. Quando esse equilíbrio é desfeito, o escorregamento se iniciará e propagará até que volte a ocorrer o balanceamento de forças.

Escorregamentos maiores podem ocorrer na região de topo do cilindro devido à excessiva tensão axial que os arames sofrem antes de escorregar. Assim, quando o estado de tensão axial é suficientemente elevado, as forças de atrito não conseguem manter o estado de tensões. Em algumas curvaturas, o escorregamento vai começar a ocorrer na região de topo do cilindro e a tensão vai se distribuir em um estado de tensão constante. Com uma maior flexão, as

regiões de escorregamento do eixo neutro e do topo do cilindro se propagarão em direção uma da outra e se encontrarão. Nesse momento, o escorregamento vai ocorrer em toda a região superior do cilindro e a tensão axial nos arames vai desaparecer por causa da acomodação dos arames em volta do cilindro.

Espera-se que o escorregamento ocorra sob pequenas curvaturas em decorrência dos valores relativamente altos dos módulos de elasticidade dos arames. O mecanismo de escorregamento dominante é o escorregamento axial no eixo neutro. A curvatura crítica (kcr) para uma camada helicoidal pode ser

então obtida considerando o equilíbrio do elemento no eixo neutro. Dessa forma a curvatura crítica é dada por:

..sin(

θ

θ

( )

φ

. . 2 2 2 1 1 t E F P F P k c r c r cr + = (3) Onde:

- E é o módulo de elasticidade do material do arame; - t é a espessura do arame;

- Fr é o coeficiente de fricção ou atrito interno;

- Pc _{é a pressão de contato;}

- θ é o ângulo de assentamento do hélice;

- R z n j tan( ) . . . 2π θ φ = + é a coordenada angular.

Na estrutura em análise, como a seção transversal do arame é retangular, a energia de deformação da camada helicoidal por unidade de comprimento depois do escorregamento, U2, terá somente contribuição de flexão e torção

φ

π

∫

O momento fletor resultante, M2, pode ser obtido diferenciando a energia

de deformação em relação à curvatura. Tendo a armadura um número n de camadas, M2 _{é dado por:}

(

EI

EI

GJ

)

k

n

k

M

cos

θ

sin

θ

2

1

)

(

=

+

+

E a rigidez à flexão pode então ser facilmente obtida:

(

θ

θ

)

Após terem sido apresentadas as equações de momento fletor e rigidez das camadas helicoidais, serão apresentadas as equações para as camadas plásticas, uma vez que estas também contribuem para a rigidez flexional. Vale a pena destacar que antes do escorregamento relativo entre as camadas as rigidezes das armaduras de tração são muito maiores do que as das camadas plásticas, mas o inverso ocorre após o escorregamento. Conseqüentemente torna-se importante estudar a relação constitutiva das camadas plásticas e identificar sua dependência com a temperatura.

• Contribuição das Camadas Cilíndricas

As camadas cilíndricas são consideradas tubos isotrópicos. Seu comportamento é baseado num modelo de flexão pura com material linear elástico. Sendo assim, para uma curvatura k, o momento fletor de uma camada plástica é dado por:

k I E

M_c = _c. _c. ₍₇₎

Onde:

- Ec _{é o módulo de elasticidade do material da camada cilíndrica;}

- Ic é o momento de inércia da camada cilíndrica;

Dessa forma, o momento fletor de todas as camadas cilíndricas será a resultante do somatório dos momentos em cada uma das camadas e esses valores independem se houve ou não escorregamento das camadas helicoidais.

Conhecendo as contribuições das camadas cilíndricas e metálicas, pode-se então chegar ao momento fletor total (MT) e conseqüentemente à rigidez final

(EIT_{) da linha flexível para as condições pré e pós escorregamento.}

- Antes do Escorregamento dos Arames

¾ Momento Fletor; c T M M M = ₁ + _(8a)

(

)

M_T =_⎢⎣⎡ 2 cos4

θ

θ

θ

(

)

T

n

E

A

R

EI

EI

GJ

E

I

EI

=

cos

θ

+

+

cos

θ

+

sin

θ

+

2

1

(8d)

- Depois do Escorregamento dos Arames

¾ Momento Fletor; c T

M

M

M

=

+

(

EI

EI

GJ

)

E

I

k

n

M

⎥⎦

⎤

⎢⎣

⎡

₊

₊

₊

=

θ

θ

sin

cos

2

1

(

)

n

EI

EI

GJ

E

I

EI

=

+

cos

θ

+

sin

θ

+

2

1

3.2 – Estudo da Variação de Temperatura no Mar

Os poços da Bacia de Campos são os mais importantes quanto à produção offshore no Brasil. Desta forma, justifica-se que o estudo seja direcionado para os reservatórios dessa região, mais especificamente para o campo de Marlim Sul, localizado a 120 km do litoral do Rio de Janeiro a profundidades de 850 a 2400 m e ocupando uma área de aproximadamente 600 km² (Figura 48).

Figura 48 - Região de Marlin Sul

A figura 48 mostra as unidades produtoras em operação e as linhas de gás e óleo que as interligam. Assim, com a finalidade de representar o comportamento dos flexíveis nessa região, torna-se fundamental conhecer as características ambientais dessa área. Logo, com os dados provenientes de estudos meteorológicos e oceanográficos específicos para a Bacia de Campos, mais precisamente para o campo de Marlin Sul, é possível avaliar o gradiente de temperatura (Tabela 1).

Tabela 1 – Dados Metaoceanográficos Temperatura (°C) Profundidade

(m) MAX. MED. MIN. Superfície 28,1 25,2 21,6 50 27,7 25,0 18,1 100 26,8 22,9 14,4 350 14,7 13,4 11,3 500 11,7 9,9 6,8 1000 4,2 3,7 3,4 2000 3,8 3,5 3,0

A figura 49 apresenta os valores das temperaturas máximas, médias e mínimas anuais e suas respectivas distribuições em relação à profundidade.

Figura 49 – Variação da temperatura do mar no Campo de Marlim Sul

Conhecendo-se a distribuição de temperatura de acordo com a profundidade, pode-se então calcular sua influência na rigidez final de uma linha flexível. Para isso, é preciso conhecer as propriedades mecânicas dos materiais que constituem as camadas do duto. Para as camadas metálicas serão utilizados dados do fabricante da linha flexível, e para as camadas plásticas cilíndricas, as informações necessárias serão retiradas dos resultados provenientes de ensaios de tração realizados onde foram variadas as temperaturas dos materiais.

3.3 – Ensaios de Tração com Variação de Temperatura Envolvendo a Capa Externa

Nesta etapa serão realizados experimentos envolvendo a capa externa de uma linha flexível, cujas especificações estão contidas na tabela 2. Este duto flexível foi projetado para trabalhar como flowline a 2100 metros de lâmina d’água. Vale a pena ressaltar que a temperatura decresce com a profundidade, conforme mostrado na figura 49. Sendo assim, o ensaio consiste em estudar o

comportamento dessa camada submetida a carregamentos de tração para diversos níveis de temperatura.

Tabela 2 – Dados técnicos da linha flexível

Esses ensaios têm como objetivo reproduzir para cada parâmetro de temperatura uma curva de tensão contra deformação e assim permitir o cálculo de um modo de elasticidade representativo.

Os ensaios de tração conduzidos para a capa externa da linha flexível seguiram os procedimentos estabelecidos pela norma ASTM D 638 – 03 [12]. Foram feitos corpos de prova a partir de fragmentos retirados da capa externa do duto flexível em regiões sem ranhuras ou qualquer defeito pronunciado na superfície. A figura 50a ilustra um corpo de prova produzido a partir da camada polimérica externa e a figura 50b suas dimensões.

Figura 50a – Corpos de prova

Figura 50b – Dimensões dos Corpos de prova

Sabe-se que o material da segunda camada - Barreira de Pressão - possui propriedades mecânicas muito próximas as do material em estudo, conforme pode ser vislumbrado através da tabela 2. Em função disso, decidiu-se utilizar os dados provenientes dos ensaios realizados como sendo também dados para a segunda camada plástica. Como essa diferença entre materiais é pequena, a aproximação realizada pode ser considerada irrelevante na aquisição final os dados.

Procedimento Experimental

A máquina de ensaio utilizada foi a do tipo “dura” - que imprime ao corpo de prova uma taxa de deformação constante - indicada para medições que são essenciais para a realização de análises de escoamento de matérias (figura 51). A velocidade de ensaio utilizada foi de 50 mm/min, suficientemente alta para não afetar o patamar de escoamento do material, e nem tão baixa a ponto de proporcionar encruamento do material durante a execução do ensaio.

Figura 51 – Máquina de Tração

Uma célula de carga foi utilizada para registrar as cargas aplicadas ao corpo de prova durante o ensaio. Para a medição da deformação, foi utilizado um extensômetro de resistência elétrica (clipgage). O braço desse equipamento é de 25 mm, sendo este próximo do tamanho do comprimento útil do corpo de prova. As figuras 51 e 52 mostram com detalhes os equipamentos descritos e o posicionamento do corpo de prova durante o ensaio.

Figura 52 – Ensaio de tração

Assim como em Costa [13], foram realizados quatro ensaios representativos com as respectivas temperaturas dos corpos de prova de 7,9, 10, 15 e 20°C, resfriados em um congelador. Os ensaios que saíram fora dos

Garra 1 Garra 2 Extensômetro Regulador de Velocidade

padrões encontrados foram devidamente descartados e refeitos. Esses contratempos encontrados durante essas operações devem-se a problemas de fixação do corpo de prova nas garras ou escorregamento do extensômetro.

Pode-se verificar que a temperatura mínima que se conseguiu atingir foi a de 7,9°C. Como apresentado anteriormente, o ideal seria representar além dessas temperaturas outras mais baixas na ordem de 4 a 5°C, pois como discutido na literatura, quanto mais baixa a temperatura maior é a rigidez desse tipo de material polimérico. Também deve ser lembrado que a temperatura que se conseguiu atingir equivale a uma profundidade de 750 m. No entanto, o foco deste estudo é de analisar o comportamento desses materiais a profundidades de pelo menos 1000 m, pois se verificou que a partir dessa profundidade a temperatura tende a se estabilizar em torno de 5°C como pode ser visualizado através da figura 49.

Como os ensaios foram realizados em temperatura ambiente (cerca de 20°C no laboratório climatizado), verificou-se o comportamento térmico das amostras com o tempo, vide figura 53, de modo a assegurar que durante o ensaio a temperatura do material estivesse na faixa de temperatura proposta para análise. Deve ser mencionado que a duração de cada ensaio durou aproximadamente 35 segundos.

Figura 53 – Variação da temperatura na amostra

Para cada temperatura foram utilizados três corpos de prova. Não foi necessário realizar o ensaio de tração até ruptura do material, tendo em vista o objetivo de calcular um módulo de elasticidade representativo do material para baixas deformações. Desta forma, foram levantadas as curvas de tensão por deformação até cerca de 40%.

O comportamento tensão versus deformação do nylon é claramente não-linear mesmo para pequenas deformações tornando difícil estabelecer uma metodologia plenamente satisfatória para todas as condições de carregamento. Então como em Costa [13], arbitrou-se um valor de deformação de 0,1% e calculou-se enfim o módulo de elasticidade representativo através de uma regressão linear dos pontos experimentais. Um gráfico característico do procedimento descrito acima pode ser visualizado através das figuras 54a e 54b.

Figura 54a – Curvas tensão – deformação

Figura 54b – Ampliação das Curvas de Tensão - deformação

Para cada temperatura analisada foram calculadas as médias de cada ensaio. Os resultados obtidos podem ser observados na tabela 3 e na figura 55. Observa-se que o módulo de elasticidade para 7,9º C é quase o dobro do valor encontrado para a temperatura de 20º C.

Tabela 3 – Módulo de elasticidade – temperatura T (C°) E (MPa) 7,9 594 10 409 15 346 20 320

Figura 55 – Módulo de elasticidade – temperatura

Observa-se que os valores obtidos neste ensaio são específicos dos materiais testados, pois sofrem influência dos processos de fabricação, composição dos elementos adicionados ao material, etc. As faixas de variação dos valores das propriedades de um polímero são mais amplas do que aquelas correspondentes a um tipo de aço. No entanto, para efeito ilustrativo, é possível comparar esses valores com o resultado apresentado por Witz [14], que indica um módulo de elasticidade de 301 MPa à 20°C.

3.4 – Cálculo da Rigidez Flexional do Duto Flexível

Rigidez à flexão antes do escorregamento

Com os dados dos ensaios e propriedades dos materiais da tabela 2, pode-se então calcular a rigidez total da linha flexível utilizando a equação (8d). A tabela 4 mostra os valores calculados para a rigidez das camadas plásticas, das camadas metálicas e suas respectivas contribuições para a rigidez total. Vale a pena ressaltar que as contribuições da carcaça intertravada e da camada zeta não foram consideradas no cálculo das armaduras metálicas, pois pouco influenciam na resposta final.

Tabela 4 – Rigidez do duto flexível antes do escorregamento T (C°) Camadas Plásticas EI (kN.m²) Camadas Metálicas EI (kN.m²) EI TOTAL (kN.m²) 7,9 7,3 1,0% 758 99,0% 766 10 5,2 0,7% 758 99,3% 764 15 4,5 0,6% 758 99,4% 763 20 4,2 0,6% 758 99,4% 763

Como pode ser observado, em condições de baixa curvatura (inferior à curvatura crítica), tem-se uma predominância da rigidez das camadas metálicas que são impedidas de deslizar. Isso ocorre porque a relação entre o atrito das camadas, suas respectivas pressões e suas propriedades geométricas fazem com que essa força de contato aumente de tal maneira que retarde o deslocamento progressivo tanto das armaduras metálicas quando das camadas plásticas.

Rigidez à flexão depois descarregamento

Também foram calculadas as rigidezes para condições pós-escorregamento, utilizando-se a equação (9d) e os resultados são apresentados na tabela 5.

Tabela 5 – Rigidez do duto flexível depois do escorregamento

T (C°) Camadas Plásticas EI (kN.m²) Camadas Metálicas EI (kN.m²) EI TOTAL (kN.m²) 7,9 7,3 88% 0,9 12% 8,2 10 5,2 85% 0,9 15% 6,2 15 4,5 83% 0,9 17% 5,5 20 4,2 82% 0,9 18% 5,2

Após o escorregamento observa-se uma prevalência da contribuição das camadas plásticas. A contribuição de flexo-torção das armaduras é comparativamente pequena.

Outras considerações

Percebe-se claramente a influência da temperatura na rigidez das camadas plásticas e conseqüentemente na rigidez final quando a curvatura excede à crítica. Neste segundo momento, fica bastante evidente que a contribuição das camadas plásticas supera a das camadas metálicas e é através dessa observação que se justifica o aperfeiçoamento dos materiais plásticos constituintes da capa externa e da barreia de vedação. Lembrando que o duto flexível permanece quase que a maior parte do tempo no regime plástico após o escorregamento progressivo.

Assim como discutido por Buchner e Bulmer [15], o aperfeiçoamento do material das camadas poliméricas resultariam em uma boa performance das seguintes propriedades:

¾ Dependência da temperatura do módulo de tração; ¾ Tensão de escoamento;

¾ Esforços compressivos;

¾ Tensão de relaxamento compressivo; ¾ Ductibilidade;

¾ Expansão térmica;

¾ Compatibilidade com metanol; ¾ Durabilidade.

A figura 56 mostra como a rigidez se comporta quando a temperatura da capa externa varia.

Figura 56 – Rigidez à flexão – temperatura

Pode-se observar a influência da temperatura na relação momento fletor – curvatura na figura 57.

Figura 57 – Momento fletor – curvatura

Neste estudo foi considerado um modelo bi-linear para a curva momento fletor - curvatura. Percebe-se que quando a linha é submetida a curvaturas maiores que a curvatura crítica, ela sofre um processo de redução de rigidez. Para o cálculo dessa curvatura crítica foi utilizado um programa de análise local cujos cálculos foram baseados na equação (3).

Partindo desse princípio, Kebadze [16] propõe um modelo onde o escorregamento das camadas metálicas ocorre progressivamente e Mekan [17] utiliza este modelo em um estudo paramétrico.

CAPÍTULO 4

ANÁLISE DE INSTALAÇÃO E ENSAIOS DE FLEXÃO

DE DUTOS FLEXÍVEIS E CABOS UMBILICAIS

Com o conhecimento adquirido através deste trabalho, faz-se de extrema importância observar e analisar a aplicabilidade desses conceitos num contexto mais real, com a finalidade de propor soluções ou alternativas para a melhoria das operações que envolvem dutos flexíveis em grandes profundidades.

Dessa forma, optou-se nesta etapa do trabalho por estudar o comportamento dos dutos flexíveis em duas situações. A primeira consiste na simulação de instalação de dutos flexíveis de segunda extremidade. A linha em instalação operará como flowline a uma profundidade de 1200 metros. Para a execução desta análise, utilizar-se-ão dados provenientes dos ensaios e considerações feitas no capítulo anterior.

Na segunda parte deste capítulo, serão apresentados procedimentos e seus respectivos resultados obtidos em ensaios de flexão que foram realizados no Núcleo de estruturas Oceânicas (NEO). Esses ensaios de flexão envolveram amostras de riser cujas referências foram citadas no capítulo anterior e amostras de umbilicais doadas ao laboratório.

4.1 – Análise de Instalação de Dutos Flexíveis em Águas Profundas

Como dito anteriormente, a situação escolhida para a simulação foi a de uma instalação de um duto flexível utilizando um MCV (Módulo de Conexão Vertical) pelo método de conexão de segunda extremidade. Para a realização

dessa operação foi utilizado um programa de análise global de linhas flexíveis (Orcaflex).

A conexão de segunda extremidade propriamente dita é quando a primeira extremidade do duto flexível é devidamente instalada na unidade de produção. Em seguida, a embarcação de lançamento, ilustrada pela figura 58, segue em direção ao equipamento submarino “pagando linha” (termo usado pelos engenheiros que significa que a embarcação vai aos poucos liberando linha flexível), até chegar ao local aonde se encontra o PLET ou PLEM. Nesse momento a embarcação se mantém em posicionamento dinâmico para a realização de desembarque (overboarding) do MCV. A partir desse ponto, este já se encontra devidamente conectado a linha lançada. Essa operação está bem representada nas figuras figura 59.

Figura 59 – Operação de desembarque do MCV

Entretanto, essa operação necessita de um cabo adicional para suspender o duto próximo a sua extremidade para reduzir as cargas no conector. Esse cabo normalmente é descido por guincho.

De acordo com Lopes [2], o MCV deve ser capaz de se acoplar no mandril quando este estiver com um desalinhamento de até 6º com o eixo vertical do mandril. Essa informação é de suma importância para as simulações.

Análises estáticas foram realizadas utilizando as rigidezes calculadas no capítulo anterior para as suas respectivas temperaturas. Dessa forma, poderá se observar como a influência da temperatura afeta a rigidez a flexão dos dutos flexíveis e conseqüentemente como esse fato implicará em dificuldades na operação instalação dessas linhas.

Nas simulações de instalação, não foram consideradas as cargas geradas por condições ambientais de correntes e ondas. Dessa forma, os parâmetros que implicarão no sucesso da instalação são:

Raio mínimo de curvatura – Deve ser observado se em algum trecho do

duto o raio de curvatura resultante ficou abaixo do raio mínimo de curvatura (MBR) de 1,07 metros. Este valor é fornecido pelo fabricante, que é garantia da integridade estrutural do duto. Vale a pena ressaltar que a um determinado raio de curvatura menor ainda do que MBR, o duto sofre uma brusca elevação de rigidez à flexão devido ao travamento de suas camadas helicoidais;

Ângulo de desalimhamento do MCV – O ângulo de desalinhamento

máximo permitido ao MCV em relação ao eixo vertical do mandril é de 6º;

Altura entre o flange do MCV e o solo marinho – A altura mínima entre o

flange do MCV e o solo marinho, depois do acoplamento no mandril, deve ser de 3 metros, segundo prática recomendada pela indústria nacional. Porém, quando o MCV é acoplado a uma Base de abandono temporário (BAT) repousada no solo marinho, esta altura pode ser reduzida para cerca de 2 metros. Assim, valores maiores que 2 metros foram considerados como críticos.

O duto flexível modelado foi o mesmo utilizado para os cálculos de momento e rigidez no capítulo anterior. Possui diâmetro nominal de 4 polegadas e foi projetado para trabalhar como flowline em uma lâmina d’água de aproximadamente 1200 metros. As características do duto flexível utilizadas nas análises foram fornecidas ao NEO pelo engenheiro da PETROBRAS Volney S. Lopes.

Primeiramente os dados característicos do duto flexível em questão, como por exemplo, diâmetro interno e externo, massa específica serviram como dados de entrada no programa Orcaflex [18]. A visualização desse procedimento pode ser observado nas figuras 60a e 60b.

Figura 60a – Inserção de características principais

Figura 60b – Inserção das propriedades da linha flexível

A entrada de rigidez foi inserida no programa como dados variáveis, ou seja, o programa interpreta que o comportamento da linha modelada vai ter a

mesma conduta de propriedades inseridas. Para isso, os dados de momento fletor – curvatura bi-linear provenientes dos estudos anteriores envolvendo temperatura, foram inseridos no programa conforme representado na figura 61.

Figura 61 – Gráfico Momento Fletor – Curvatura Bi-Linear

Após a inserção de dados, o cenário descrito anteriormente foi modelado conforme, mostrado na figura 62a e 62b.

7,9ºC 10ºC

Figura 62a – Instalação de segunda extremidade

Figura 62b – Detalhe do processo de instalação

MCV PLET Flowline Cabos de Aço 1200 m Embarcação de Lançamento Linha Flexível 35 m Cabos de Aço

Em seguida, todos os casos apresentados foram analisados estaticamente e a partir dos resultados obtidos, pode-se verificar se a operação de instalação de linhas flexíveis em águas profundas envolvendo variação de temperaturas ocorrerá de maneira correta ou se esse aumento de rigidez vai dificultar ou até impossibilitar essas operações.

Caso 1

Neste caso foram analisados para as temperaturas de 7,9, 10, 15 e 20º C o raio mínimo de curvatura. Os resultados obtidos podem ser contemplados na tabela 6.

Tabela 6 – Raio de Curvatura Mínimo

20ºC 15ºC 10ºC 7,9ºC

4,16 m 4,31 m 4,42 m 4,73 m

Lembrando que o raio de curvatura mínimo é de 1,07 metros, como dito anteriormente, esse é o valor crítico para manter a integridade estrutural do riser. Mas como vislumbrado na tabela 6 esse valor não é atingido em nenhuma das situações estudadas. No entanto, cabe chamar atenção para o fato de que mais uma vez se observa o fenômeno da influência temperatura na curvatura do duto em instalação. Percebe-se que conforme houve uma redução na temperatura, o raio de curvatura aumentou (diminuição da curvatura). O impacto disso implica diretamente em dificuldades na instalação, más felizmente tal fato não impossibilitou de realizar a operação de acordo com os dados obtidos.

Caso 2

Nesta condição o foco principal é o ângulo de desalinhamento do MCV em relação ao eixo vertical do mandril. Os resultados provenientes dessa análise podem ser visualizados na tabela 7.