ANÁLISE DA RESISTÊNCIA DE MEMBROS ESTRUTURAIS DE
PLATAFORMAS OFFSHORE DURANTE INCÊNDIOS
LORENA NOGUEIRA
PROJETO DE FIM DE CURSO APRESENTADO AO CORPO DOCENTE DO
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA NAVAL DA UNIVERSIDADE FEDERAL
DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS
PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO NAVAL.
Aprovada por:
__________________________________________
Prof. Julio César Ramalho Cyrino, D.sc.
__________________________________________
Prof. Alexandre Teixeira de Pinho Alho, D.Sc.
__________________________________________
Prof. Murilo Augusto Vaz, Ph.D.
__________________________________________
Prof. Peter Kaleff, Dr. Ing.
RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL
JANEIRO DE 2007
AGRADECIMENTOS
Agradeço a ANP (Agência Nacional do Petróleo) por ter proporcionado a
oportunidade de realizar o presente estudo.
Aos professores Julio César Ramalho Cyrino e Alexandre T. P. Alho pela
paciente orientação ao longo do desenvolvimento trabalho.
À minha família, em especial aos meus avós, que sempre estiveram ao
meu lado nas horas difíceis dando apoio, incentivo e sempre me ensinando que
o bem mais valioso na vida é a educação.
Ao meu namorado Alex Pereira da Silva, um maravilhoso companheiro
fora e dentro da faculdade, que sempre esteve ao meu lado ajudando-me a
tomar decisões corretas e inteligentes durante a minha vida acadêmica e
pessoal.
II
Resumo do projeto apresentado ao corpo docente do departamento de
Engenharia Naval da Universidade Federal do Rio de Janeiro como parte dos
requisitos necessários à obtenção do grau de Engenheiro Naval.
ANÁLISE DA RESISTÊNCIA DE MEMBROS ESTRUTURAIS DE
PLATAFORMAS OFFSHORE DURANTE INCÊNDIOS
Lorena Nogueira
Janeiro, 2007
Orientadores: Júlio César Ramalho Cyrino e Alexandre T. P. Alho
Programa: Engenharia Naval
O presente trabalho visa à determinação da degradação da resistência de
membros estruturais típicos de plataformas offshore devido ao aumento da
temperatura
provocada
por
cenários
de
incêndio.
Almeja-se
aplicar
procedimentos racionais para o estudo do problema, utilizando-se ferramentas
mais modernas e avançadas, nas quais os principais parâmetros do fenômeno
sejam modelados descrevendo os processos físicos envolvidos.
A perspectiva de tratar o problema de forma mais realística, exigiu que o
processo de combustão fosse simulado com base na real quantidade de material
combustível, suprimento de ar, ventilação e etc. Através da utilização da planilha
para estimativa de fluxo de calor da Comissão Reguladora Nuclear Norte
Americana [1] e de formulações empíricas das características das chamas,
foram obtidos os parâmetros necessários à simulação computacional de fluidos
simplificada através do programa Ansys – CFX para a determinação do campo
de temperaturas provenientes do incêndio. Posteriormente esses dados foram
utilizados como parâmetros de entrada para a análise do comportamento da
estrutura sob carregamentos mecânicos e térmicos.
III
ÍNDICE
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO
1.1 – MOTIVAÇÃO E HISTÓRICO ----------------------------------------------------------- 01
1.2 – TIPOS DE PROTEÇÃO ------------------------------------------------------------------ 03
1.3 – CRITÉRIOS DE UTILIZAÇÃO -----------------------------------------------.---------- 04
1.4 – ORGANIZAÇÃO DO POJETO --------------------------------------------------------- 05
CAPÍTULO 2 – MODELOS DE CHAMA
2.1 – PROCESSO DE COMBUSTÃO ------------------------------------------------------- 06
2.1.1 - CURVA TEMPO-TEMPERATURA CONFORME ISO 834 ----------- 08
2.1.2 - CURVAS TEMPERATURA-TEMPO CONFORME
O EUROCÓDIGO --------------------------------------------------------------------------------- 08
2.2 – TIPOS DE CHAMA ------------------------------------------------------------------------ 09
2.2.1 – POOL FIRE ---------------------------------------------------------------------- 11
2.2.1.1 – DIÂMETRO DA CHAMA ------------------------------------------ 11
2.2.1.2 - QUANTIDADE DE CALOR EMITIDA ---------------------------12
2.2.1.3 – ALTURA DA CHAMA ---------------------------------------------- 13
CAPÍTULO 3 – CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL A TEMPERATURAS
ELEVADAS
3.1 – INTRODUÇÃO ----------------------------------------------------------------------------- 15
3.2 – CALOR ESPECÍFICO -------------------------------------------------------------------- 16
3.3 – CONDUTIVIDADE TÉRMICA ---------------------------------------------------------- 17
3.4 - VARIAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS COM
A TEMPERATURA -------------------------------------------------------------------------------- 18
3.4.1 – COEFICIENTE DE DILATAÇÃO TÉRMICA ----------------------------- 23
3.4.2 – TENSÃO DE ESCOAMENTO ----------------------------------------------- 24
3.4.3 – MÓDULO DE ELASTICIDADE --------------------------------------------- 26
CAPÍTULO 4 – DESCRIÇÃO DO MODELO ESTRUTURAL
4.1 – MÓDULO DE SEPARAÇÃO E TRATAMENTO ----------------------------------- 28
4.2 – LOCALIZAÇÃO DO MÓDULO --------------------------------------------------------- 29
4.3 – MÓDULO DE SEPARAÇÃO E TRATAMENTO ----------------------------------- 30
4.4 – CARREGAMENTOS MECÂNICOS --------------------------------------------------- 31
4.5 – MATERIAIS ESTRUTURAIS ----------------------------------------------------------- 34
4.5.1 – CHAPAS E PERFIS ----------------------------------------------------------- 34
4.5.2 – PROPRIEDADES GLOBAIS ------------------------------------------------ 34
CAPÍTULO 5 - DETERMINAÇÃO DA TEMPERATURA RESULTANTE DO
INCÊNDIO
5.1 – MECANISMOS DE TRANSFERÊNCIA DE CALOR ------------------------------ 35
5.1.1 – CONDUÇÃO --------------------------------------------------------------------- 35
5.1.2 – CONVECÇÃO ------------------------------------------------------------------- 36
5.1.3 – RADIAÇÃO ----------------------------------------------------------------------- 37
5.2 – DETERMINAÇÃO DO CALOR INCIDENTE ---------------------------------------- 38
5.3 - DETERMINAÇÃO DO CAMPO TÉRMICO APLICADO À ESTRUTURA ---- 40
5.4 – RESULTADOS OBTIDOS --------------------------------------------------------------- 41
CAPÍTULO 6 – ANÁLISE ESTRUTURAL
6.1 – INTRODUÇÃO ----------------------------------------------------------------------------- 45
6.2 – CRITÉRIOS DE COLAPSO ------------------------------------------------------------- 45
6.3 – MODELAÇÃO EM ELEMENTOS FINITOS ----------------------------------------- 46
6.3.1 – PROPRIEDADES DO MATERIAL ----------------------------------------- 46
6.3.2 – GEOMETRIA DA ESTRUTURA -------------------------------------------- 48
6.3.3 – CONDIÇÕES DE CONTORNO --------------------------------------------- 50
6.4 – TENSÕES MECÂNICAS ATUANTES NA ESTRUTURA ----------------------- 51
6.5 – RESULTADOS OBTIDOS --------------------------------------------------------------- 53
CAPÍTULO 7 – CONCLUSÃO ----------------------------------------------------------------- 58
CAPÍTULO 8 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRAFICAS ------------------------------------ 59
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO
1.1 – MOTIVAÇÃO E HISTÓRICO
A exploração e a produção de petróleo representam um papel de destaque
no cenário mundial. O preço do petróleo em alta no mercado, atrai investimentos
para essa área, merecendo destaque à produção e exploração de petróleo em
águas profundas. Tal cenário vem propiciando um aumento significativo na
demanda de estruturas que sejam capazes de suprir essa necessidade que reflete
a conjuntura atual. Dentre essas, pode-se citar semi-submersíveis, FSOs (Floating
Storage and Offloading), FPSOs (Floating Production Storage and Offloading) e
SPARs.
A grande parte das pesquisas e estudos desenvolvidos na área de
estruturas offshore concentra-se nas atividades relativas a aspectos estruturais e
segurança das instalações. As principais linhas de pesquisa relacionam-se a
tópicos como carregamentos, análise de fadiga, interação fluido-estrutura,
melhoria das técnicas de fabricação, inspeção e outros, de forma a garantir
confiabilidade e otimização da estrutura.
Como resultados dessas pesquisas, as instalações offshore atualmente
podem suportar grandes ondas, abalos sísmicos, choques de embarcação e
intensos ventos, dentre outros, mantendo sua integridade. No entanto, desastres
recentes têm evidenciado a severidade das conseqüências de grandes incêndios,
em locais onde tais eventos não foram devidamente preparados.
Os numerosos casos de incidentes têm influenciado direta e indiretamente
em mudanças significativas na legislação de segurança contra incêndio, além de
proporcionar a criação de novas premissas. Dentre os acidentes de grandes
repercussões, pode-se citar o ocorrido na plataforma Piper Alpha no mar do norte,
em 1988. Tal incidente ocasionou a morte de 167 pessoas e resultou na
transferência de responsabilidade da área de segurança offshore, anteriormente
1
do departamento de energia, para o departamento executivo de saúde e
segurança, além de introduzir novos requerimentos de segurança em todas as
instalações offshore.
Segundo Mendes [2], a Figura 1.1 evidencia que as pesquisas realizadas
nas áreas relativas a aspectos intrinsecamente ligados ao comportamento
estrutural dos projetos de plataformas offshore, tais como fadiga, cargas atuantes,
choques, trincas e outras, permitiram reduzir sensivelmente a participação destes
fatores nas causas de acidentes.
Acidentes com Plataformas Offshore Fixas
Incêndio
Blowout
4%
3%
14%
Rebocamento
33%
Fadiga
Colisão
2%
Atracação
Projeto
10%
4%
2%
28%
Outros
Guerras
Figura 1.1 – Acidentes com Plataformas Offshore Fixas
Em contra partida, a Figura 1.1 permite constatar que a maior parte dos
acidentes, respondendo por mais de 35% do total, deve-se a incêndios. Portanto,
reduzir 50% dos danos causados por incêndios proporcionaria uma redução de
quase 20% de todos os acidentes com plataformas. Deve-se ressaltar que
nenhuma outra causa permite obter um percentual tão elevado em retorno de
benefícios.
2
Apesar destes fatos, poucos trabalhos são desenvolvidos tanto na área de
incêndios de plataformas marítimas ou mesmo em estruturas civis. Na maioria das
vezes estes estudos caracterizam-se por sua simplicidade, não conduzindo a
resultados práticos e confiáveis.
De acordo com Holmas e Amdahl [3], os procedimentos convencionais de
projeto consistem em projetar a estrutura apenas para os carregamentos
referentes à estrutura “fria”, ou seja, são levados em consideração apenas os
diferentes carregamentos mecânicos. Posteriormente, o desempenho da estrutura
é avaliado pelo departamento de segurança, que em sua maioria possui a filosofia
de que o único meio de proteger a estrutura contra incêndios é utilizando proteção
passiva.
1.2 – TIPOS DE PROTEÇÃO
A segurança contra incêndio é obtida pela integração dos sistemas de
proteção ativa e passiva. A proteção ativa é constituída por meios (equipamentos
e sistemas) que precisam ser acionados, quer manual ou automaticamente, para
funcionar em situação de incêndio. Ela visa à rápida detecção do incêndio, o alerta
dos tripulantes para a desocupação e às ações de combate com segurança. São
exemplos de meios de proteção ativa (PA): sistema de alarme manual de incêndio
(botoeiras); meios de detecção e alarme automáticos de incêndio (detectores de
fumaça, temperatura, raios infravermelhos, etc., ligados a alarmes automáticos);
sistemas de água de dilúvio, de gás carbônico, de Halon, de espuma, (sprinklers),
sistema de iluminação de emergência, sistemas de controle e exaustão da
fumaça, etc.
Por sua vez, a proteção passiva (PP) contra incêndio é constituída por
meios de proteção incorporados à construção da estrutura, os quais não requerem
nenhum tipo de acionamento para o seu funcionamento em situação de incêndio.
Ao contrário da proteção ativa que visa extinguir o incêndio, os objetivos básicos
3
da proteção passiva são a compartimentação e o confinamento do sinistro,
evitando sua propagação e mantendo a estabilidade estrutural por um tempo
determinado.
1.3 – CRITÉRIOS DE UTILIZAÇÃO
No caso específico de plataformas offshore, as exigências relativas à
proteção contra incêndios são significativamente mais severas. O grande volume
de fluidos inflamáveis (óleo e gás) passando através das instalações possui um
grande potencial para incêndios. As plantas e equipamentos de processos são
suportados por estruturas metálicas, que caso sofram colapso, podem resultar em
conseqüências irreversíveis.
Os cenários de incêndios utilizados como parâmetros de projeto são
limitados a incêndios padronizados (200 kW/m²), que assumem que todos os
membros estruturais são expostos do início até o final do incêndio. Os requisitos
de proteção são expressos em termos da temperatura máxima permitida após um
determinado tempo decorrido, por exemplo, 400ºC após uma hora. As espessuras
necessárias de proteção passiva são retiradas de tabelas que levam em
consideração a superfície, exposição ao fogo, à temperatura máxima suportada
pela estrutura e a duração do incêndio.
Uma das conseqüências de se utilizar critérios de temperatura para a
determinação de proteção passiva contra incêndio é que os menores
componentes estruturais terão as maiores espessuras de proteção. Dessa forma,
pode-se afirmar que esses critérios são, em sua maioria, extremamente
conservadoras, fazendo com que os gastos com proteção contra incêndios sejam
muito elevados. A melhor forma de se reduzir custos referentes ao excesso de
proteção passiva contra incêndio é a inclusão de análises de incêndios durante os
estágios de projeto, resultando em estruturas mais resistentes.
4
1.4 – ORGANIZAÇÃO DO PROJETO
No capítulo 2 encontra-se uma caracterização dos modelos de chamas
comuns em cenários de incêndios e do processo de combustão. São discutidas as
curvas padrão de incêndios utilizadas como parâmetros de projeto, os tipos de
chama, a determinação das dimensões da chama e a quantidade de calor emitida.
No capítulo 3 é descrita a caracterização dos materiais a temperaturas
elevadas através do Eurocódigo. Serão apresentadas as formulações que regem o
comportamento do material e de que forma eles contribuem de forma decisiva
para a degradação da estrutura.
A estrutura onde foi simulado o incêndio é apresentada no capítulo 4. A
motivação para a escolha efetuada também será discutida, assim como suas
principais características, sua localização na plataforma, o tipo de aço constituinte
da estrutura e suas propriedades.
A determinação da temperatura resultante do incêndio são apresentados e
discutidos no capítulo 5. Os principais mecanismos de transferência de calor
presentes como a condução, radiação e convecção são descritos nesse capítulo.
Os procedimentos para a determinação do calor incidente na nos membros
estruturais para que se obtenha a resposta estática da estrutura sob
carregamentos térmicos e mecânicos e os resultados obtidos também estão
presentes neste capítulo.
No capítulo 6 são apresentados os critérios de colapso da estrutura, os
procedimentos utilizados para a modelação em elementos finitos e a análise das
tensões atuantes na estrutura, submetida tanto às cargas mecânicas quanto
térmicas.
5
CAPÍTULO 2 – MODELOS DE CHAMA
2.1 – PROCESSO DE COMBUSTÃO
Para que um incêndio ocorra são necessários três elementos básicos: uma
fonte de combustível, uma fonte de oxigênio (normalmente o ar) e uma fonte de
ignição. Todos os elementos citados são necessários para manter uma chama.
Dessa forma, o combate a um incêndio baseia-se na remoção de um dos três
elementos como, por exemplo, os incêndios provenientes de queima de
hidrocarbonetos que são extintos pelo isolamento da fonte de combustível e
permitindo que ele se consuma até o fim.
O processo de combustão é uma série de reações químicas entre o
combustível e o oxigênio, liberando calor e energia. A superfície do combustível é
aquecida pela radiação térmica e esfriada pela condução em seu interior. As
maiores temperaturas são alcançadas na superfície da chama, e á medida que se
aproxima do interior da chama, esta apresenta temperaturas mais baixas, Koseki,
Natsume e Iwata [4].
Posteriormente, ocorre a formação de fumaça que emerge da superfície da
chama. A chama é a parte visível das reações dos gases e ambos são irradiados
de volta para o combustível que ainda não sofreu combustão, no entanto, essa
irradiação dos próprios produtos da combustão, faz com que o combustível se
aqueça e a chama se espalhe. Esse processo de troca de energia pode ser
ilustrado através da Figura 2.1.
6
Figura 2.1 – Características da Chama
O processo de combustão pode se mostrar mais ou menos severo de
acordo com os parâmetros envolvidos. O confinamento da chama, as condições
ambientais, a quantidade de combustível envolvida, dentre outros, pode ou não
agravar ainda mais a situação. No entanto, se forem mantidas as mesmas
condições citadas anteriormente para vários tipos de combustível e as
temperaturas provenientes dos incêndios forem avaliadas, pode-se observar que
as temperaturas alcançadas e a rapidez com a qual esse processo de combustão
ocorre para incêndios com hidrocarbonetos é muito superior às outras. Pode-se
observar tal fato através das curvas de incêndio padrão.
Denomina-se incêndio padrão, o modelo de incêndio para o qual se admite
que a temperatura dos gases do ambiente em chamas respeite as curvas
padronizadas para ensaio. A característica principal desta família de curvas é a de
possuir apenas um ramo ascendente, admitindo, portanto, que a temperatura dos
7
gases é sempre crescente com o tempo e, além disso, independente das
características do ambiente e da quantidade de material combustível.
É importante estar claro que essa curva não representa um incêndio real.
Quaisquer conclusões que tenham por base essa curva devem ser analisadas
com cuidado, pois não correspondem ao comportamento real do incêndio ou das
estruturas expostas ao fogo. Por simplicidade é comum associar-se a curvapadrão há tempos fictícios com a finalidade de fornecer parâmetros de projeto. As
curvas padronizadas mais utilizadas serão apresentadas a seguir, Figura 2.2.
2.1.1 - CURVA TEMPO-TEMPERATURA CONFORME ISO 834
A International Organization for Standardization por meio da norma ISO 834
(1975) "Fire-resistance tests - Elements of building construction" recomenda a
seguinte relação temperatura-tempo:
Cº
sendo:
θ g - temperatura dos gases no ambiente em chamas (° C);
θ g,o - temperatura dos gases no instante t = 0, geralmente admitida 20 °C
t - tempo (min).
2.1.2 - CURVAS TEMPERATURA-TEMPO CONFORME O EUROCÓDIGO
O EUROCODE 1 (1995) apresenta as seguintes curvas temperatura-tempo
dos gases quentes:
a) curva padronizada para incêndio em ambientes com material combustível
formado predominantemente por materiais celulósicos: a mesma curva ISO 834.
8
b) curva padronizada para incêndio em ambientes com material combustível
formado por hidrocarbonetos.
θ g = 1080 (1 - 0,33 e-0,17 t - 0,68 e-2,50 t ) + 20
Cº
sendo:
t - tempo (min).
Figura 2.2 – Curva Padrão para Material Combustível Formado por Hidrocarbonetos
2.2 – TIPOS DE CHAMA
Segundo Pula, Khan, Veitch e Amyotte [5], uma plataforma de óleo e gás é
normalmente dividida em vários módulos de operação como o de separação, o de
injeção de água, de compressão a altas pressões além de salas de controle
elétrico e acomodações. A maioria desses módulos são muito congestionados
pela presença de dutos ou outros equipamentos necessários aos processos de
operações. O risco sob tais condições é extremamente alto.
9
Dessa forma, quando se deseja analisar quantitativamente um dado
incêndio, deve-se ter modelos de chama que permitam estudar com precisão este
evento. Serão apresentadas a seguir, as principais características que podem ser
observadas em incêndios em plataformas offshore, os fatores que influenciam em
sua intensidade e modelos e equações matemáticas que podem ser utilizados.
Há basicamente quatro tipos distintos de chama:
i) Pool Fire – ocorre quando a chama desenvolve-se a partir de
combustíveis depositados na forma de poças sobre uma dada superfície;
ii) Jet Fires – ocorre quando a chama desenvolve-se a partir de um jato de
combustível, liberado com velocidade maior que zero, a partir de um recipiente
pressurizado;
iii) Fireball – ocorre quando a chama desenvolve-se rapidamente em uma
nuvem de combustível, propagando-se na forma de esferas crescentes. Estes
possuem curta duração, da ordem de poucos segundos, durante os quais uma
fração da energia de combustão é irradiada como energia térmica para a
vizinhança;
iv) Nuvem de Vapor – ocorre quando uma nuvem de combustível é
espalhada, geralmente pelo vento, e ao ocorrer a ignição, a chama propaga-se
através de um “caminho” definido. Difere da fireball por ser uma chama com frente
de propagação definida, normalmente de maior duração e menos intensa.
Levando-se em consideração que a maioria dos acidentes decorrentes de
vazamento de combustíveis líquidos originam incêndios na forma de pool fire,
modelo de chama de interesse deste trabalho, serão apresentadas a seguir
apenas as características deste tipo de chama.
10
2.2.1 – POOL FIRE
O Pool Fire normalmente apresenta-se sob forma de poça elevando-se
acima de uma determinada superfície, onde previamente depositou-se (ou
encontra-se em processo de deposição) o combustível. A tendência a
verticalização e a altura atingida neste tipo de chama devem-se a vários fatores,
dentre os quais a forma de entrada do ar, a gaseificação do combustível, o
aquecimento dos gases gerados na combustão e a energia cinética da fuligem. As
dimensões laterais (diâmetro ou profundidade e largura) dependerão do tamanho
da poça (área de espalhamento) formada e das características do combustível.
As chamas podem ser descritas através de várias formas geométricas
simples, como pontos (chama pontual), cilindros, cones, dentre outros. Embora a
chama não mantenha forma estável ao longo do processo de queima,
apresentado muitas vezes pulsos, a adoção destas formas geométricas simplifica
o processo de cálculo dos fatores geométricos que governam o processo de troca
de calor.
Em função da complexidade das variáveis envolvidas, não há modelos
puramente teóricos para prever as dimensões da chama. O que existe são
equações e correlações baseadas em resultados experimentais que permitem
prever estas características.
2.2.1.1 – DIÂMETRO DA CHAMA
A poça é circular ou perto de circular e contém um valor fixo de massa ou
volume de combustível inflamável. Uma massa ou volume proveniente de
qualquer derramamento com uma circunferência não circular deve ser aproximada
para uma forma circular. O diâmetro equivalente do pool fire será dado pela
equação 1.
11
D=
4Af
π
(1)
Onde;
A f é a área da poça não circular.
2.2.1.2 - QUANTIDADE DE CALOR EMITIDA
Uma vez definido o diâmetro da chama, torna-se necessário determinar a
quantidade de calor irradiada por esta, que será responsável pelo aquecimento da
estrutura. Esta determinação é feita através de equações, normalmente obtidas
através de correlações experimentais, que dependem do combustível, dimensões
da chama, condições ambientais, tipo de ambiente, dentre outros.
Há vários modelos para determinar esta quantidade, sendo que o adotado
nesse trabalho utiliza a formulação obtida através de testes experimentais de
queima de vários matériais. Dessa forma, se a área do combustível e o calor
efetivo da combustão são conhecidos, a equação 2 pode ser escrita da seguinte
forma;
.
.
Q = m ∆H c ,eff A f (1 − e − kβD )
(2)
onde;
.
Q é o calor liberado (kW);
.
m é a taxa de queima ( kg
m2s
);
A f é a área horizontal de combustível ( m 2 );
kβ é uma constante empírica ( m −1 );
D é o diâmetro da área de queima;
12
∆H c ,eff é o calor efetivo de combustão ( kJ
kg
).
2.2.1.3 – ALTURA DA CHAMA
Estudos definem altura de chama como a altura que esta possui por mais
de 50% do tempo [6] durante a queima. Esta é um indicador da severidade de um
acidente que pode ser causado por uma chama. O valor de altura está
diretamente relacionado á transferência de calor e a propensão dessa chama
avariar objetos ao seu redor, além de possuir grande importância para a estimativa
da ignição de combustíveis.
Acima da fonte de combustível, a região de queima é caracterizada por
altas temperaturas e pela fonte luminosa. Uma camada de gases a altas
temperaturas encobre a chama, possibilitando que a temperatura, a velocidade e a
largura dessa camada comecem a variar è medida que esta se espalha. Dessa
forma, a altura da chama é utilizada como critério para definir e correlacionar
outros parâmetros da chama.
Para se quantificar essa importante característica da chama, pode-se
utilizar duas correlações conhecidas na literatura para a determinação da altura da
chama de pool fire. Essas correlações estão descritas pelas equações 3a e 3b
respectivamente.
. 2/5
H f = 0.235 Q
− 1.02 D
(3a)
Onde;
H f é a altura da chama;
.
Q é o calor liberado (kW);
D é o diâmetro da área de queima;
13
.
⎛
⎞
⎜ m ´´ ⎟
H f = 42 D ⎜
⎟
⎜ ρ a gD ⎟
⎝
⎠
0.61
(3b)
Onde;
H f é a altura da chama;
.
m é a taxa de queima ( kg
m2s
);
D é o diâmetro da área de queima;
ρ a é a densidade do ar ( kg m ³ );
g é a aceleração gravitacional ( kg
s²
).
14
CAPÍTULO 3 – CARACTERIZAÇÃO DO MATERIAL A TEMPERATURAS
ELEVADAS
3.1 – INTRODUÇÃO
O comportamento estrutural ao fogo depende de várias variáveis. Estas
incluem a degradação das propriedades mecânicas a temperaturas elevadas e a
rigidez da estrutura na região onde ocorre o incêndio. Dependendo da magnitude
das temperaturas, as propriedades mecânicas podem ser degradadas de tal forma
que as tensões provenientes da dilatação térmica podem colapsar a estrutura.
O cálculo da temperatura de um elemento estrutural sem proteção passiva,
sujeita a uma situação de incêndio, envolve os diversos mecanismos de
transferência de calor que serão descritos no próximo capítulo. Em alternativa ao
método de cálculo simplificado apresentado, como as curvas padrão de incêndio,
podem ser utilizados métodos de cálculo avançados.
Um dos métodos é a modelação numérica (por elementos finitos) do
elemento estrutural em estudo, utilizando leis constitutivas do comportamento
material, em que é necessário o conhecimento das propriedades térmicas e
mecânicas do mesmo em função da temperatura.
O método de dimensionamento preconizado pelo Eurocódigo 3 Parte 1.2 [7],
em situação de incêndio é semelhante ao utilizado à temperatura ambiente.
Contudo, a capacidade de carga é modificada, sendo utilizados fatores de redução
do módulo de elasticidade e da tensão de escoamento do aço, para contabilizar a
perda de resistência a temperaturas elevadas.
As propriedades térmicas e mecânicas do aço são apresentadas no
Eurocódigo 3 parte 1.2 e no Eurocódigo 3 parte 1.1, sendo consideradas como
valores característicos. Os valores de cálculo das propriedades térmicas em
15
situação de incêndio são expressos a partir de expressões que levam em
consideração a variação das propriedades em função da temperatura.
3.2 – CALOR ESPECÍFICO
O calor específico, ca [J/kgK], de um material representa sua capacidade
para armazenar calor ou energia. Quantitativamente, é a energia necessária para
elevar em um grau um kilograma de material.
O calor específico é uma das propriedades térmicas do aço cuja variação
com a temperatura é mais acentuada. Segundo o Eurocódigo 3 Parte 1.2, a
variação com a temperatura é dada pela equação 4.
c a = 425 + 0.773θ a − 1.69 x10 −3 θ a2 + 2.22 x10 −6 θ a3 J/kgK
c a = 666 +
13002
(738 − θ a )
c a = 545 +
17820
(θ a − 731)
c a = 650
20º C ≤ θ a < 600º C
600º C ≤ θ a < 735º ºC
J/kgK
(4)
735º C ≤ θ a < 900º C
J/kgK
900º C ≤ θ a < 1200º C
J/kgK
onde;
θ a representa a temperatura do material.
A versão de 1995 do Eurocódigo 3 Parte 1.2 contemplava a possibilidade de
se utilizar um valor constante desta propriedade para métodos de cálculo
simplificados, descrita pela da equação 5.
C a = 600
J/kgK
20º C < θ a ≤ 1200º C
(5)
16
A figura 3.1 fornece uma visualização gráfica das equações descritas
acima.
Figura 3.1 - Calor específico em função da temperatura.
A descontinuidade que se verifica para temperaturas próximas de 735ºC
corresponde à mudança de fase do aço, de ferrite para austenite. O aumento do
calor específico está associado ao calor latente existente durante esta
transformação.
3.3 – CONDUTIVIDADE TÉRMICA
A condutividade térmica varia ligeiramente com o tipo de aço e diminui com o
aumento da temperatura. Segundo o Eurocódigo 3 Parte 1.2 deve ser
contabilizada a variação da condutividade térmica, λ a [W/mK], em função da
temperatura do aço, θ a , conforme apresentado na equação 6.
λ a = 54 − 0.0333θ a
λ a = 27.3
W/mK
W/mK
20º C ≤ θ a < 800º C
(6)
800º C ≤ θ a < 1200º C
17
Esta propriedade assume grande importância no estudo dos gradientes
térmicos de uma estrutura sujeita a uma situação de incêndio. Para cálculos
aproximados, a condutividade térmica pode ser tomada como constante e de valor
igual a λ a = 45 [W/mK ]
segundo recomendação do Eurocódigo 3 Parte 1.2,
versão de 1995. A Figura 3.2 representa a variação da condutividade térmica em
função da temperatura segundo a equação 6.
Figura 3.2 - Condutividade térmica em função da temperatura
3.4 - VARIAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS COM A TEMPERATURA
As propriedades mecânicas são parâmetros fundamentais para se analisar o
comportamento
da
estrutura
sob
diferentes
carregamentos
utilizando-se
ferramentas de modelação numérica em elementos finitos. Como as propriedades
mecânicas são substancialmente afetadas pela temperatura, existe uma grande
preocupação e necessidade de obter dados que representem valores mais
próximos à realidade. Deve-se ressaltar, que deve ser dada uma especial atenção
aos valores de temperaturas superiores a 95 [ºC].
O comportamento estrutural ao fogo depende de inúmeras variáveis. Estas
incluem a degradação das propriedades do material a temperaturas elevadas e a
18
rigidez da estrutura do compartimento de incêndio. Elementos estruturais sujeitos
a temperaturas e gradientes elevados originam grandes deslocamentos e esforços
axiais resultantes de restrições axiais.
Sob a ação de cargas constantes, os elementos podem sofrer deformações
contínuas no tempo, ou seja, este sofre um processo conhecido por fluência. À
temperatura ambiente e para estados de tensão não elevados, a fluência pode ser
desprezada, pois normalmente este valor passa a ser significativo quando se
trabalha a temperaturas superiores a 50 % da temperatura de fusão do material,
Graglia [8].
A composição química e o processo de fabricação influenciam o
comportamento à fluência, o que torna difícil uma distinção para todos os tipos de
aços. A fluência só pode ser medida sob condições estacionárias em que a
deformação de fluência pode ser separada das deformações térmicas e das
originadas pelo estado de tensão.
Os primeiros modelos estabelecidos para descrever o comportamento do aço
em situação de incêndio utilizavam modelos de cálculo simplificados. Estes
modelos consistiam em extrapolar o comportamento do material à temperatura
ambiente para a situação de temperaturas elevadas.
Testes transientes, produzidos por Rubert e Schaumann, em perfis IPE80 e
IPE120 com taxas de aquecimento entre 160 e 1920 [ºC/h], permitiram
estabelecer expressões analíticas que descrevem o comportamento do material
até o escoamento. Este modelo, adotado no Eurocódigo 3 Parte 1.2, inclui de uma
forma implícita a fluência do material nas relações tensão – deformação.
Segundo Mesquita [9], Outinen e Mäkeläinen realizaram ensaios de tração
transientes e estacionários em amostras de material S355, S420M e S460M para
um intervalo de temperaturas entre 20 e 700 [ºC]. Segundo estes autores, os
19
ensaios transientes fornecem resultados mais realísticos, especialmente para aços
carbono.
Os ensaios transientes são executados com a aplicação de uma carga
constante nos amostras, onde estes se encontram sujeitos a uma taxa de
aquecimento constante. Durante o ensaio, são medidos os valores da temperatura
e da deformação, estabelecendo-se curvas temperatura – deformação, Figura
3.3a. Os resultados são convertidos em curvas tensão – deformação, às quais são
subtraídas as deformações térmicas, Figura 3.3 b.
Figura 3.3 - Conversão das curvas tensão – deformação dos ensaios transientes.
As curvas tensão–deformação encontradas permitem a obtenção dos valores
do módulo de elasticidade e da tensão de escoamento. Como para temperaturas
elevadas essas curvas são altamente não lineares, não existindo um patamar de
escoamento bem definido, o valor da tensão de escoamento a temperaturas
elevadas é obtida com base numa deformação de referência de 0.2%.
O Eurocódigo 3 Parte 1.2, especifica coeficientes de redução da tensão de
escoamento, Kx,ө , obtida para uma deformação total de 1%. Esta tensão de
escoamento deve ser utilizada para situações em que o cálculo é efetuado com
base em critérios de deformação. Para os restantes casos o cálculo deve ser
20
efetuado com base no valor da tensão de escoamento obtido para uma
deformação total de 2%.
A curva tensão – deformação preconizada pelo Eurocódigo 3 para elevadas
temperaturas é a apresentada na Figura 3.4, podendo ser dividida em quatro
fases.
Figura 3.4 - Relações tensão – deformação a temperaturas elevadas.
A primeira fase representada estabelece o limite elástico, existindo
proporcionalidade entre a tensão e a deformação respectivamente, σ e ε. É
caracterizada pelo valor fp,ө, tensão limite de proporcionalidade à temperatura θ, e
pelo valor Ea,ө que representa o módulo de elasticidade. A relação tensão
deformação é expressa através da lei de Hooke, pela equação 7.
σ a,ө = Ea,ө x ε
(7)
A segunda fase é caracterizada pelo início do escoamento do material, é
formalmente parametrizada por fy,ө, tensão de escoamento. A relação tensão –
deformação nesta zona da curva é dada pela equação 8.
21
σ a ,θ = f p ,θ − c +
b
2
a ² − (ε y ,θ − ε )
a
(8)
Os valores dos parâmetros a, b, c são representados pelas funções das
expressões em 9.
⎛
c
a ² = (ε y ,θ − ε p ,θ )⎜⎜ ε y ,θ − ε p ,θ +
E a ,θ
⎝
⎞
⎟
⎟
⎠
b ² = E a ,θ (ε y ,θ − ε p ,θ )c + c ²
c=
(f
y ,θ
(9)
− f p ,θ )
E a ,θ (ε y ,θ − ε p ,θ )− 2( f y ,θ − f p ,θ )
Para ε y,ө = 2%, o módulo tangente será ser obtido pela equação 10.
E a ,θ =
b(ε y ,θ − ε )
a a ² − (ε y ,θ − ε )
2
(10)
A terceira fase é caracterizada por um patamar de tensão constante em que
é desprezado o endurecimento por deformação. Para temperaturas inferiores a
400 [ºC] o Eurocódigo 3 Parte 1.2 estabelece expressões alternativas para esta
fase, incorporado o endurecimento por deformação. Neste caso o patamar é
definido por uma tensão máxima dada por fu,ө , dependente da temperatura do
aço.
Para não se obter uma ductilidade numericamente infinita, foi adicionada
uma zona linear decrescente, entre εt,ө = 15% e εu,ө = 20 % de deformação. Neste
caso a tensão é dada pela equação 11.
⎡
σ a ,θ = f y ,θ ⎢1 −
⎣⎢
(ε − ε θ )
(ε
⎤
⎥
− ε t ,θ )⎦⎥
t,
u ,θ
(11)
22
onde;
fy,ө é a tensão de escoamento;
fp,ө é o limite de proporcionalidade;
Ea,ө é a tangente da porção linear;
εp,ө é a deformação do limite de proporcionalidade;
εy,ө é a deformação de escoamento;
εt,ө é a deformação do limite de escoamento;
εu,ө é a deformação última;
3.4.1 – COEFICIENTE DE DILATAÇÃO TÉRMICA
A razão entre a deformação térmica e a temperatura denomina-se de
coeficiente de dilatação térmica. Para temperaturas inferiores a 100 [ºC] o aço
possui um coeficiente de dilatação térmica aproximadamente constante e igual a
α = 1x10-5 [C-1].
As relações entre a deformação térmica, proveniente da dilatação térmica, e
a temperatura, prescritas pelo Eurocódigo 3 Parte 1.2 são as apresentadas na
equação 12.
∆l
=1.2 x10 −5 θ a + 0.4 x10 −8 θ a2 − 2.416 x10 − 4
l
∆l
=1.2 x10 − 2
l
∆l
= 2 x10 −5 θ a − 6.2 x10 −3
l
20 º C ≤ θ a < 750º C
750 º C ≤ θ a < 860º C
(12)
860º C ≤ θ a < 1200º C
23
Figura 3.5 – Variação do coeficiente de variação térmica com a temperatura
A Figura 3.5 apresenta a variação do coeficiente de dilatação térmica com a
temperatura. A dilatação térmica aumenta linearmente até aproximadamente 700
[ºC], instante correspondente ao início da transformação de fase. Esta
transformação de fase origina uma contração do material, de cerca 15% da
expansão ocorrida entre 20 e 700 [ºC], representada simplificadamente pelo
patamar da figura. Após a transformação de fase, a curva assume novamente uma
variação linear.
3.4.2 – TENSÃO DE ESCOAMENTO
A tensão de escoamento do aço diminui drasticamente com o aumento da
temperatura. A 700 ºC possui apenas 23% da capacidade resistente à
temperatura ambiente, a 800 ºC já só possui 11% e a 900 ºC restam somente 6%.
A Tabela 1 fornece a variação da tensão de escoamento do aço em função da
temperatura, definida através do fator de redução Ky,ө, proposta pelo Eurocódigo.
24
Tabela 1 - Valores do coeficiente de redução da tensão de escoamento.
Para valores intemediários aos apresentados na Tabela 1 deve ser realizada
uma interpolação linear. A sua representação gráfica é apresentada na Figura 3.6,
deve-se ressaltar que a tensão de escoamento se mantém constante até 400 [ºC].
Figura 3.6 - Fator de redução da tensão de escoamento para aços.
25
Os valores de Ky,ө na tabela 3.5 podem ser substituídos por valores
provenientes da equação 13, desde que obedeçam a condição apresentada.
k y ,θ
θ a − 482 ⎤
⎡
⎛
⎞
⎜
= ⎢0.9674 ⎜1 + e 39.19 ⎟⎟⎥
⎝
⎠⎦⎥
⎣⎢
−1
3.833
≤1
(13)
3.4.3 – MÓDULO DE ELASTICIDADE
O valor do módulo de elasticidade diminui com o aumento da temperatura.
Esta variação é menos significativa para valores elevados de temperatura. Tal fato
pode ser constatado pela Figura 3.7, que representa a variação desta propriedade
através de um fator de redução. Este fator representa o quociente entre o valor
desta propriedade a uma determinada temperatura e o valor de referência a 20
[ºC]. Por exemplo, à temperatura de 500 [ºC] o valor do módulo de elasticidade é
60 % do seu valor à temperatura ambiente.
Figura 3.7 - Fator de redução do módulo de elasticidade.
26
A variação proposta pelo Eurocódigo resulta de valores tabelados de 20 a
1200 [ºC], admitindo-se uma variação linear entre os valores apresentados na
Tabela 2.
Tabela 2 - Valores do coeficiente de redução do Módulo de elasticidade.
Alternativamente, os valores de KE,ө, apresentados na Tabela 2, podem ser
substituídos pelos que se obtêm pela equação 14, desde que obedeçam à
condição apresentada.
k E ,θ =
1.1 − 0.001θ a
e (−0.006ϑa −3 )
+
220
1 + e (θ a − 500 )
1 + e (500 − θ a )
≤1
(14)
27
CAPÍTULO 4 – DESCRIÇÃO DO MODELO ESTRUTURAL
4.1 – MÓDULO DE SEPARAÇÃO E TRATAMENTO
Um grande número de atividades estão associados à ocorrência de
acidentes de grande severidade do tipo pool fire, proveniente de derramamento de
combustível. Uma análise histórica comprova que dentre os acidentes mais
freqüentes na indústria, em particular, na área offshore, os de maior freqüência
ocorrem na forma de pool fire.
A preocupação com as estatísticas relacionadas a este tipo de acidente em
particular acarretou em novos regulamentos e implementações na área de
segurança e planejamento de emergência. A partir deste, os novos critérios de
segurança exigem que as conseqüências de derramamentos sejam calculadas da
forma mais realística possível.
Dessa forma, o modelo selecionado para a análise da resistência durante
incêndios foi um módulo de separação e tratamento de uma unidade FPSO,
devido ao seu grande potencial de vazamento de combustível líquido
(hidrocarbonetos) e posterior formação de poças, foco deste trabalho.
O modelo em questão já se encontra pré-dimensionado para as condições
de operação e içamento, procedimento realizado por Maia [10]. Os dados
utilizados para o dimensionamento foram obtidos a partir de informações extraídas
de publicações nacionais fornecidas pela Petrobrás e de uma proposta de licitação
de projeto e construção para módulos de separação e tratamento P03 A/B – P50.
O módulo estrutural de separação e tratamento de óleo de uma FPSO que
opera na Bacia de Campos prevendo uma vida útil de 25 anos. Para este FPSO,
estimasse uma planta de processo de capacidade de produção e tratamento de
28
óleo de no máximo 180.000 bpd, capacidade de compressão e gás de 6.000.000
m³/d, e capacidade de injeção de água de 35.000 m³/d.
4.2 – LOCALIZAÇÃO DO MÓDULO
A localização do módulo de separação e tratamento pode ser visualizada na
Figura 4.1.
Figura 4.1 – Localização do módulo de separação e tratamento
29
4.3 – MÓDULO DE SEPARAÇÃO E TRATAMENTO
O módulo de separação e tratamento possui dois conveses onde são
suportados os equipamentos necessários à operação de separação e tratamento.
No primeiro convés, Figura 4.2, encontran-se os equipamentos, incluindo os
tanques, mais robustos, que representam a maior parcela do carregamento
mecânico do módulo. Os equipamentos mais relevantes e suas funcionalidades
serão descritos a seguir:
Aquecedor de Produção P-303 – Este trocador de calor é instalado a jusante de
um pré-aquecedor de óleo P-302, aquecendo o óleo à temperatura de operação
superior ou igual a 75ºC e utilizando água quente como fonte de calor;
Separador de Produção SG-301 – Este separador de produção é responsável pela
separação de óleo, gás e produção de água;
Desidratador de Óleo TO-301 – Este separador eletrostático é responsável por
manter a especificação do óleo no seu fluxo com conteúdo de água de no máximo
0,5 – 1,0%. 300ppm de óleo do fluxo de água produzida e salinidade de 100 ptb
no óleo, além de outras características.
30
Figura 4.2 – Primeiro Convés
31
O segundo convés, Figura 4.3, é sustentado por pilares e treliças do
primeiro convés. Este possui equipamentos menos robustos e representa uma
parcela menor dos carregamentos mecânicos que incidem sob a estrutura. Dentre
os equipamentos presentes, os de maior relevância são:
Separador Atmosférico SG-302 – Separador atmosférico instalado a jusante do
desidratador de óleo TO-301, é responsável pela estabilização do óleo removendo
o gás residual tratado.
Aquecedor de Óleo P-304 – Trocador instalado a montante do desidratador de
óleo TO-301, aquecendo o óleo à temperatura de 105 – 120ºC e utilizando água
quente como fonte de calor;
Separador de Teste SG-201 – Responsável por testar periodicamente a produção
para cada poço e assegurar suas especificações.
32
Figura 4.3 – Segundo Convés
33
4.4 – CARREGAMENTOS MECÂNICOS
Os carregamentos mecânicos atuantes na estrutura provenientes dos
equipamentos relevantes para a análise estrutural estão listados na Tabela 4.1.
Equipamento
Peso de Operação (kN)
P-303
20
SG-301
270
TO-301
550
SG-302
110
P-304
20
SG-201
230
Tabela 4.1 – Peso dos Equipamentos.
4.5 - MATERIAIS ESTRUTURAIS
Para que se possa analisar a resistência de membros estruturais durante
incêndios, ou seja, para que se descubram quais serão as cargas adicionais
provocadas pela distribuição de temperatura, deve-se conhecer quais são as
características do material utilizado.
4.4.1 – CHAPAS E PERFIS
O tipo de aço utilizado na estrutura é o aço AH36. Este aço é utilizado em
larga escala na indústria naval devido a sua alta resistência.
4.4.2 – PROPRIEDADES GLOBAIS
Tensão de Escoamento - 355 N/mm²
Módulo de Elasticidade - 206 kN/mm²
Coeficiente de Poisson – 0.3
Densidade do Aço – 7.85 ton/m³
34
CAPÍTULO 5 - DETERMINAÇÃO DA TEMPERATURA RESULTANTE DO
INCÊNDIO
5.1 – MECANISMOS DE TRANSFERÊNCIA DE CALOR
Uma vez determinadas as características da chama, como descrito no
capítulo 3, torna-se necessário determinar o quanto desta energia proveniente da
combustão irá atingir cada um dos elementos estruturais e de que forma isso irá
influenciar na resposta estrutural. Para melhor entendimento desse fenômeno, é
de suma importância o estudo dos mecanismos de transferência de calor.
A ação térmica é a ação atuante na estrutura descrita por meio do fluxo de
calor, provocado pela diferença de temperatura entre os gases quentes do
compartimento em chamas e os componentes da estrutura. A exposição dos
materiais
à
ação
térmica
(altas
temperaturas)
faz
degenerar
as suas
características físicas e químicas reduzindo a resistência e a rigidez, além de
causar o aparecimento de esforços solicitantes adicionais (ações indiretas) nas
estruturas.
O mecanismo através do qual a transferência de calor se realiza entre as
partículas depende de diversos fatores que podem agravar ou atenuar as
conseqüências do incêndio. Dessa forma, pode-se distinguir três modos de
transferência de calor: condução, radiação e convecção.
5.1.1 – CONDUÇÃO
A condução ocorre dentro de uma substância ou entre substâncias que
estão em contato físico direto. Na condução a energia cinética dos átomos e
moléculas (isto é, o calor) é transferida por colisões entre átomos e moléculas
vizinhas. O calor flui das temperaturas mais altas (moléculas com maior energia
cinética) para as temperaturas mais baixas (moléculas com menor energia
cinética).
35
A capacidade das substâncias para conduzir calor (condutividade) varia
consideravelmente. Os sólidos são melhores condutores que líquidos e líquidos
são melhores condutores que gases. Num extremo, metais são excelentes
condutores de calor e no outro extremo, o ar é um péssimo condutor de calor. A
determinação do fluxo de calor que é conduzido através de um determinado
material é dado pela Lei de Fourier 15.
q = − k.A
∂T
∂x
(15)
onde:
q é o fluxo de calor por condução na direção x (W);
k é a condutividade térmica do material (W/m.°C);
A é a área da seção transversal do corpo (m²);
∂T/∂x é a taxa de variação da temperatura ao longo do comprimento.
O sinal de menos na equação indica que o sentido do fluxo de calor é
contrário ao gradiente de temperatura, ou seja, o fluxo de calor vai da região de
mais alta temperatura para a região de mais baixa temperatura.
5.1.2 – CONVECÇÃO
A convecção somente ocorre em líquidos e gases. Consiste na
transferência de calor dentro de um fluído através de movimentos do próprio
fluído. A convecção ocorre como conseqüência de diferenças na densidade do
fluido. Para o estudo em questão, o fluido de interesse é o ar.
Quando o calor é conduzido da superfície relativamente quente para o ar
sobrejacente, este ar torna-se mais quente que o ar vizinho. Ar quente é menos
denso que o ar frio de modo que o ar frio e denso desce e força o ar mais quente e
36
menos denso a subir. O ar mais frio é então aquecido pela superfície e o processo
é repetido.
Desta forma, a circulação convectiva do ar transporta calor verticalmente da
superfície da analisada para camadas superiores, sendo responsável pela
redistribuição de calor. No caso do estudo em questão, a convecção tem papel
importante na dissipação de calor com o ar ao redor do processo de combustão. O
fluxo de calor (q) é dado pela equação 16.
q = h f (T f − Ts )
(16)
Onde;
q é o fluxo de calor trocado entre os gases e a superfície;
h f é o coeficiente de troca de calor por convecção;
T f é a temperatura dos gases de fuligem;
Ts é a temperatura da superfície.
5.1.3 – RADIAÇÃO
A troca de calor por radiação consiste no transporte de energia por meio de
ondas eletromagnéticas e/ou partículas atômicas, emitidas pelos átomos do
material. È um processo de transferência de energia entre superfícies, uma vez
que a energia liberada pelos átomos no interior do volume é absorvida, na maioria
dos materiais, por outros átomos vizinhos; constituem uma exceção o vidro, certos
materiais semi-transparentes e os gases.
Uma série de experimentos avaliou a intensidade da radiação a partir da
superfície de queima até os objetos ao seu redor, [11]. A radiação é emitida em
37
todas as direções, porém, a posição e orientação relativa entre as superfícies que
trocam calor influem na quantidade de calor transferida.
Uma descrição simplificada do processo de troca de calor por radiação
pode ser verificada através da equação 17. Onde a taxa na qual a energia
radioativa é liberada por unidade de área chama-se potência emitiva E (W/m²).
Existe um limite superior para esta quantidade, que é estabelecida pela lei de
Stefan-Boltzmann, no caso em que a superfície é chamada de radiador ideal ou
corpo negro.
Eb = σTS4
(17)
Onde;
TS é a temperatura absoluta da superfície (K);
σ é a constante de Stefan-Boltzmann (5.67 x 10-8 W/m².K4).
O fluxo de calor emitido por uma superfície real é menor do que o emitido
por um corpo negro. Este é representado pela equação 18.
Eb = εσTS4
(18)
Onde;
ε é uma propriedade radiativa da superfície chamada emissividade,
e possui valor compreendido entre 0 e 1.
5.2 – DETERMINAÇÃO DO CALOR INCIDENTE
Conforme apresentado anteriormente, o aquecimento por radiação governa
o processo de troca de calor pelo fato da temperatura ser elevada a quarta ordem
38
[12]. A ausência de proteção passiva contra incêndio propicia a absorção de
energia com muito mais intensidade.
O hidrocarboneto selecionado como combustível inflamável para a análise
foi o óleo diesel. Esta decisão foi baseada na severidade superior no caso de
acidentes que este apresenta em relação ao óleo cru.
Aspectos já discutidos, como, a taxa de queima e o calor liberado do
processo de combustão comprova que um incêndio causando poças de óleo
diesel proporcionarão cargas térmicas mais intensas à estrutura. Através da tabela
3 pode-se verificar a diferença entre essas grandezas.
Tabela 3 – Taxa de queima e calor de combustão
Taxa de Queima
Calor da Combustão
Densidade
(kg/m²s)
∆Hc,eff (kJ/kg)
ρ (kg/m³)
Gasolina
0.055
43,700
740
Querosene
0.039
43,200
820
JP-4
0.051
43,500
760
JP-5
0.054
43,000
810
0.035
39,700
940
Óleo Cru
0.022
42,500
830
Óleo Diesel
0.044
44,400
918
Material
Óleo Combustível
Pesado
Outro aspecto de grande relevância que torna a escolha do óleo diesel mais
conservativa é em relação ao óleo cru, é a produção de fumaça proveniente da
combustão. Segundo Muños, Casal e Planas [13], grandes poças de
hidrocarbonetos produzem uma grande quantidade de fumaça que se espalha e
reduz significativamente a radiação térmica. Ao se utilizar o óleo disel, que produz
39
uma quantidade de particulados inferior ao óleo cru, a ação da radiação térmica se
torna mais intensa provocando carregamentos térmicos mais severos.
Para a realização do cálculo do fluxo de radiação térmica, foi utilizada a
planilha da Comissão Regulamentadora Nuclear dos Estados Unidos. Os dados
de entrada necessários para o cálculo, como, a taxa de queima e o calor da
combustão foram retirados da tabela 3.
5.3 - DETERMINAÇÃO DO CAMPO TÉRMICO APLICADO À ESTRUTURA
O objetivo do trabalho refere-se à determinação da resposta estática de
uma estrutura a solicitações combinadas de origem mecânica e térmica. Em
particular, a determinação do carregamento térmico envolve a predição do campo
de temperaturas nos diversos elementos integrantes da estrutura. Conforme já
discutido, a transferência de energia térmica da chama para a estrutura é
realizada, primordialmente, através dos processos de radiação e condução de
calor.
A transferência de calor por convecção também está presente no problema
em estudo. Porém, a transferência de calor da chama para o meio fluido (ar)
resulta no desenvolvimento de um fluxo convectivo, o qual atua, simultaneamente,
como um processo de aquecimento e de resfriamento da estrutura. Conclui-se,
portanto, que a determinação do campo térmico aplicado aos elementos
estruturais apresenta grande complexidade, pois envolve não apenas a
quantificação do fluxo de calor transferido da chama para a estrutura, mas
também, a representação da dinâmica do escoamento do ar ao seu redor.
A análise transiente para a determinação do campo térmico deu-se através
da utilização do programa comercial Ansys ICEM v10 e Ansys CFX v10. Por
motivos de simplificação, foi utilizada a geometria composta pelos chapeamentos
e pelos pilares representada pela Figura 5.1.
40
Figura 5.1 – Módulo Simplificado
Os dados de entrada utilizados foram baseados nas formulações
apresentadas
em
capítulos
anteriores.
Dentre
esses,
pode-se
citar
as
características geométricas da chama como o diâmetro de 2 metros. A valor de
altura da chama encontrado foi muito próximo de 4 metros, sendo este adoto para
fins de simplificação da geração dos resultados. Adicionalmente, assumiu-se que
o vazamento de combustível é constante, mantendo dessa forma, o tamanho da
poça constante ao longo do tempo.
5.4 – RESULTADOS OBTIDOS
A localização da chama pode ser visualizada pela Figura 5.2 no primeiro
convés. O circulo em vermelho representa a aproximação circular para cálculos de
derramamentos em poça. O centro da chama encontra-se a aproximadamente 5,5
metros da extremidade na direção y e 9,4 metros da extremidade na direção x.
41
Figura 5.2 – Localização da Chama.
A distribuição de temperaturas no domínio fluido modelado pode ser obtida
para qualquer posição do espaço, mesmo que o modelo utilizado no programa não
represente todos os elementos da estrutura. Uma visualização da distribuição de
temperaturas pode ser efetuada através da figura 5.3.
42
Figura 5.3 – Distribuição do Campo de Temperaturas.
A análise transiente realizada demonstra que a partir da quantidade de
combustível, velocidade do vento e taxa de queima do combustível utilizado, o
incêndio
leva
aproximadamente
120
minutos
até atingir
uma
condição
permanente, ou seja, a partir deste momento a variação de temperatura torna-se
irrelevante. Este fato pode ser comprovado através do Gráfico 5.1.
43
Gráfico 5.1 –Temperatura x Tempo.
44
CAPÍTULO 6 – ANÁLISE ESTRUTURAL
6.1 – INTRODUÇÃO
Nos capítulos anteriores, foram desenvolvidas e validadas ferramentas
apropriadas para modelar, dimensionar e quantificar as características das
chamas, prever a quantidade de calor incidente e finalmente, calcular a
distribuição de temperaturas decorrente do incêndio.
Tendo posse dos dados de entrada, pode-se iniciar efetivamente a proposta
do presente estudo, que consiste em analisar a resistência de membros
estruturais quando são impostas cargas térmicas provenientes de incêndios.
Para a realização deste estudo, foi utilizado o programa de elementos
finitos Ansys 9.0, que simula o comportamento não linear e geométrico do
material, devido aos deslocamentos e deformações impostas pelas cargas
mecânicas e térmicas.
Antes que sejam avaliados os efeitos decorrentes do incêndio, serão
apresentadas algumas considerações importantes em relação à modelação
efetuada em elementos finitos.
6.2 – CRITÉRIOS DE COLAPSO
A avaliação da resistência da estrutura deve ser embasada em um critério
para se definir quando a estrutura atingiu o colapso. Segundo Mendes, esses
critérios decorrem de exigências de projeto que se baseiam na observação das
tensões e deslocamentos atuantes, impedindo que determinados valores sejam
ultrapassados.
45
Para o presente estudo, o critério mais importante consiste em não permitir
que um dado incêndio ocasione deformações de caráter permanente a membros
estruturais principais, ou seja, haverá colapso sempre que forem atingidas tensões
superiores ao limite de escoamento de projeto do material ou a ocorrência de
deformações permanentes devido a esforços de segunda ordem para os
elementos da estrutura principal ou aqueles que suportam equipamentos ou
tubulações importantes.
6.3 – MODELAÇÃO EM ELEMENTOS FINITOS
A evolução dos programas comerciais de elementos finitos, estimulada
principalmente pelo aumento significativo da capacidade de processamento dos
computadores pessoais, tornou mais acessível essa ferramenta utilizada para a
previsão do comportamento dinâmico, bem como do estático, de estruturas
complexas como as estruturas oceânicas.
Entretanto, gerar um modelo de elementos finitos de uma estrutura
oceânica não é tarefa simples, devidos a alguns fatores envolvidos. O primeiro
decorre da própria complexidade da estrutura composta por painéis reforçados,
demandando de compatibilização de elementos de diferentes espécies (chapas e
vigas)
em
um
conjunto
que
deve
representar,
satisfatoriamente,
os
comportamentos local e global ou de simplificações que representem de forma
satisfatória o conjunto real. O segundo envolve o tamanho do modelo e o grau de
refinamento da malha necessária para que se obtenham bons resultados.
6.3.1 – PROPRIEDADES DO MATERIAL
A variação das propriedades térmicas e mecânicas do material com a
temperatura já discutida em capítulos anteriores foram inseridas no programa de
forma que a não linearidade do material fosse considerada na análise. Um
exemplo dessa não linearidade do material pode ser expressa através do gráfico
46
de tensão deformação do material para várias temperaturas, descritos com um
comportamento bi-linear (Gráfico 6.1).
Gráfico 6.1 – Tensão - Deformação para várias temperaturas.
Outro fator de grande importância na inserção de dados no programa é a
necessidade de consistência das unidades que o usuário deve utilizar para que os
cálculos apresentem valores coerentes. Dessa forma, serão apresentadas a
seguir, as unidades das principais propriedades inseridas no programa.
- Comprimento = milímetros (mm)
- Força = Newton (N)
- Massa = quilograma (kg)
- Tempo = segundos (s)
- Densidade = kg/m
3
47
- Módulo de Young = N/mm
2
- Aceleração da gravidade – m/s².
6.3.2 – GEOMETRIA DA ESTRUTURA
No presente estudo, foi utilizado um módulo de separação e tratamento já
apresentado no capítulo 4. O módulo em questão é composto basicamente por
chapas, reforços primários, secundários e os pilares de sustentação do segundo
convés.
Levando-se em consideração a complexidade da modelação da estrutura
completa e os critérios de colapso já apresentados, foram modelados apenas os
elementos primários da estrutura. No entanto, a representação somente desses
elementos principais não compromete a validação da análise estrutural, e garante
que o critério de colapso para elementos principais ou que suportam
equipamentos importantes será atendido.
A modelação foi realizada através da inserção das linhas neutras dos
elementos primários da estrutura, Figura 6.1. Nessa etapa, é de extrema
importância que se garanta a conectividade entre os pontos e continuidade das
linhas para que os esforços impostos posteriormente sejam transferidos para os
elementos vizinhos.
48
Figura 6.1 – Representação por Linhas Neutras
Posteriormente, foi utilizado o elemento de viga existente no programa,
BEAM189. Este elemento possui seis graus de liberdade em cada nó, translação e
rotação nas direções x, y e z, permite modelar grandes deflexões e não
linearidades do material.
A influencia estrutural do chapeamento, que não foi
modelado, foi inserida na forma de largura colaborante no flange dos elementos
primários.
A definição da malha merece grande atenção em uma análise de elementos
finitos. Esta é composta por 2057 nós e 1067 elementos. Para o elemento de viga
selecionado foram utilizados elementos com tamanho apropriado para que o
gradiente de temperaturas fosse bem representado. A representação do modelo
por elementos de vigas do módulo de separação e tratamento pode ser pode ser
visualizado através da Figura 6.2.
49
Figura 6.2 – Representação por Elementos de Viga.
As coordenadas de cada ponto do modelo estão referenciadas segundo a
seguinte convenção:
• Eixo-X: longitudinal;
• Eixo-Y: transversal;
• Eixo-Z: transversal.
6.3.3 – CONDIÇÕES DE CONTORNO
No caso do modelo em questão, os nós localizados na conexão dos pilares
do primeiro convés do módulo de separação e tratamento com o convés do navio
foram engastados, ou seja, tiveram rotações e translações restringidas em todas
50
as direções, Figura 6.3.
Figura 6.3 – Condições de Contorno
6.4 – TENSÕES MECÂNICAS ATUANTES NA ESTRUTURA
O problema a ser solucionado consiste em determinar os níveis de tensões
e deslocamentos resultantes da ação de cargas mecânicas e térmicas.
Inicialmente foram aplicadas as cargas mecânicas operacionais já apresentadas
no capítulo 4, como os esforços provenientes dos vasos presentes na estrutura e
o peso próprio. Através deste, determina-se o nível de tensões e deslocamentos
atuantes para este carregamento, caracterizando a condição operacional do
módulo. Esta condição pode ser visualizada através das Figuras 6.3 e 6.4.
51
Figura 6.3 – Distribuição de Tensões do Carregamento Mecânico
Figura 6.4 – Distribuição de Tensões do Carregamento Mecânico ( Aproximação).
52
Pode-se
observar
os
valores
de
tensão
máxima
alcançados,
106.597N/mm², relativos aos carregamentos mecânicos para a condição
operacional da plataforma apresentam valores relativamente baixos, apresentando
uma boa reserva de resistência para carregamentos adicionais levando-se em
consideração que a tensão de escoamento aço utilizado é de 355N/mm². A
caracterização dessa tensão localizada é a deve-se ao carregamento imposto pelo
Desidratador de Óleo TO-301.
6.5 – RESULTADOS OBTIDOS
O projeto convencional de estruturas baseia-se na análise individual de
componentes. Tal procedimento é muito conservativo, pois não leva em
consideração a interação dos elementos e conseqüentemente a redistribuição de
carregamentos em elementos adjacentes que possuem reserva de resistência. As
estruturas expostas ao fogo são aquecidas e as propriedades mecânicas
degradadas à medida que a temperatura aumenta.
No caso do presente estudo não foi levado em consideração o efeito da
fluência na estrutura, pois a o objetivo era avaliar a estrutura até o colapso, não
importando os efeitos posteriores a esta condição de forma muito aproximada.
Dessa forma, os resultados que serão apresentados a seguir visam ilustram a
condição na qual a estrutura atinge uma condição estacionária, ou seja, a
condição na qual não ocorre um aumento de temperatura, ela permanece estável.
A análise da resistência do módulo de separação e tratamento sob
condições de incêndio do presente estudo levou em consideração todos
elementos que influenciam na resposta da estrutura. A distribuição de tensões
para um campo térmico em regime permanente pode ser visualizada na Figura
6.5.
53
Figura 6.5 – Tensões Resultantes
Através da Figura 6.5 pode-se observar que as tensões alcançadas
superam a tensão de escoamento do material, que possui um valor de 355 N/mm²
quando a estrutura está submetida a temperaturas das ordem de 683ºC (956 K)
A Figura 6.6 fornece uma melhor visualização das tensões verificadas na
figura 6.5. O círculo vermelho na representa a localização aproximada da chama.
Pode-se observar que as tensões máximas foram alcançadas em sua vizinhança
concentrando-se nos elementos menos rígidos, como é o caso das vigas das
extremidades que ultrapassam a tensão de escoamento enquanto outros
componentes estruturais ainda apresentam reserva de carregamento.
54
Figura 6.6 – Tensões Resultantes
A distribuição das maiores tensões atuantes na estrutura observadas ao
longo do tempo pode ser visualizada na Figura 6.7.
Tensão x Tempo
400,00
Tensão (N/mm²)
350,00
300,00
250,00
200,00
150,00
100,00
50,00
0,00
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
Tempo (s)
Figura 6.7 – Tensão x Tempo
55
O comportamento da curva da Figura 6.7 demonstra que a estrutura atingiu
a tensão de escoamento aproximadamente 3350 segundos após o início do
incêndio. O crescimento das tensões ao longo do tempo ocorre devido ao
aumento do carregamento térmico que provocam tensões axiais provenientes da
expansão térmica sofrida pelos elementos estruturais.
Pode-se observar também a estabilização da curva no tempo 7200
segundos indicando a ausência de cargas adicionais provocadas pelo regime
permanente alcançado pelo campo de temperaturas.
Este fenômeno pode ser mais bem visualizado através das curvas de
deslocamento máximo por tempo (Figura 6.8), para vários nós da estrutura
próximos à região do incêndio.
Figura 6.8 – Deslocamento Máximo
56
A curva de deslocamento por tempo dos nós selecionados apresenta
característica quase linear do tempo t = 0 até t = 7200 segundos. Tal resultado
mostra-se coerente, evidenciando o intervalo onde o gradiente de temperatura
varia e onde, conseqüentemente, ocorre a dilatação do material do sentido axial
local do elemento.
O segundo trecho entre t = 7200 e t = 8000 segundos apresenta a resposta
da estrutura quando está já se encontra sob influencia do regime permanente do
campo de temperaturas, não apresentado dessa forma nenhuma variação de
temperatura
adicional
e
conseqüente
dilatação
térmica
que
imponha
carregamentos adicionais à estrutura.
57
CAPÍTULO 7 - CONCLUSÃO
Os principais efeitos do aquecimento são a expansão térmica, a redução do
módulo de elasticidade e da tensão de escoamento. A expansão térmica exerce
grande influência ainda no início do processo de aquecimento, e pelo fato dos
componentes da estrutura estarem expostos ao calor de diferentes maneiras, a
expansão térmica atua com intensidades diferentes junto à degradação das
propriedades mecânicas do material.
Utilizar ferramentas que levam em consideração a não linearidade do
material proporciona a simulação das respostas mecânicas de estruturas
submetidas a incêndios de forma muito mais correta e confiável. A possibilidade
de se simular tensões elevadas em um componente forçando a redistribuição das
cargas representa uma resposta muito mais próxima do fenômeno físico real.
A utilização de análise da resposta de estruturas sob condições de
incêndios em elementos finitos ainda na fase de projeto, além de proporcionar
uma avaliação global da estrutura ao invés de se utilizar dados empíricos, permite
que o projetista possa dimensionar a estrutura de forma mais segura e que
demande menor quantidade de proteção passiva.
A dilatação térmica dos elementos mais próximos à chama impõe
carregamentos
adicionais
que
são
redistribuídos
ao
resto
da
estrutura
promovendo uma visualização global dos efeitos do incêndio. Ao se realizar tal
procedimento, pode-se verificar quais membros da estrutura estão mais
suscetíveis ao colapso possibilitando uma análise que traga soluções menos
dispendiosas para condições de incêndios.
Os estudos realizados e os procedimentos desenvolvidos para a
determinação dos carregamentos térmicos apresentaram resultados bastante
satisfatórios, validando a contribuição do presente trabalho possibilitando a
observação do comportamento do incêndio de forma mais realista.
58
CAPÍTULO 8 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRAFICAS
[1] United states Nuclear Regulatory Commission, “Estimating Radiant Heat Flux
From Fire to a Target Fuel at Ground Level Under Wind-Free Condition Point
Source Radiation Model”;
[2] Mendes, F.M. (1996), “Uma Metodologia para Análise Computacional de
Incêndios em Instalações Offshore”, Tese de doutorado, Universidade Federal do
Rio de Janeiro, COPPE;
[3] Holmas, T. e Amdhal, J., “Advanced Structural Fire Design of Offshore
Structures”, Norwegian Institute of Science and Technology, Dept. of Marine
Structures;
[4] Koseki, H., Natsume, Y. e Iwata, Y. (2002), “A Study on Large-Scale Boilover
Using Crude Oil Containing Emulsifield Water”, National Research Institute of Fire
and Disaster;
[5] Pula, Ravichandra, Khan, Faisal I., Veitch, Brian e Amoyotte, Paul R. (2005),
“Revised Fire Consequence Models for Offshore Quantitative Risk Assessment”,
Faculty of Engineering and Applied Science, Memorial University of Newfoundland;
[6] United states Nuclear Regulatory Commission, “Estimating Burning
Characteristics of Liquid Pool Fire, Heat Helease Rate, Burning Duration and
Flame Height”;
[7] Eurocode 3 Part 1.2, “Design of Steel Structures”, Structural Fire Design;
[8] Graglia, M. A.V., “Influência do Tungstênio na Resistência à Fluência da Liga
25Cr-35Ni”;
[9] Mesquita, L. M. R. (2004), “Instabilidade Termo-Mecânica de Vigas Submetidas
a Temperaturas Elevadas”, Instituto Politécnico de Bragança;
59
[10] Maia, D.A. (2003), “Dimensionamento Estrtural do Módulo de Separação e
Tratamento de Óleo de uma Planta de Processo Típica de um FPSO”,
Universidade Federal do Rio de Janeiro;
[11] Fisher, A. H. S., Kashiwag, T (1993), “Heat Feedback to Fuel Surface in Pool
Fires”, National Institute of Standards and Technology, Gaithersburg, MD;
[12] Hensinger, D. A., Gritzo, L.A. e Koski, J. A., “ Implementation and Verification
of a Coupled Fire Model as a Thermal Boundary Condition Within P3/Thermal”,
Sandia National Laboratories, Albuquerque New Mexico;
[13] Muñoz, M., Arnaldos, J., Planas, E. e J. Casal (2004), “Analysis of the
Geometric and Radiative Characteristics of Hyfrocarbon Pool Fires”, Centre for
Studies of Technology Risk, Universitat Politécnica of Catalunya;
60