Objetivo e motivação 1. Análise de mercado · Curso: Engenharia Naval ... de dados de armadores...

I Relatório da disciplina Projeto Naval e Oceânico I

Aluno: José Venicius da Costa Barbosa Matrícula:1315200091

Professor: Paulo Azevedo

Curso: Engenharia Naval

Objetivo e motivação

O presente trabalho tem como objetivo a elaboração do projeto conceitual preliminar de

uma embarcação tipo, petroleiro ou graneleiro, que cumpra as exigências das autoridades

marítimas reguladoras e aproxime-se ao máximo, levando em consideração as limitações

acadêmicas, de um projeto executivo. O desenvolvimento do trabalho dar-se-á desde a

elaboração inicial da embarcação, embasando a motivação de sua operação e aspectos

econômicos que justifiquem o projeto, passando pela elaboração da documentação

estatutária necessária até o dimensionamento dos principais sistemas e a modelagem

inicial da embarcação.

1. Análise de mercado

A maior parte da energia utilizada pela indústria e pela população mundial é

proveniente da utilização de combustíveis fósseis. Esse tipo de combustível

responde por 81% da matriz energética global (MONTÓIA, Paulo; editora ABRIL

2016) e dentro desse grupo está o petróleo e seus derivados. Esse combustível é

utilizado dentro das mais diversas indústrias e para os mais diversificados fins,

desde a geração de energia em termelétricas até a produção de polímeros como

plásticos ou semelhantes.

O preço do barril de petróleo vem sofrendo grandes variações ao longo do tempo

e, após o ano de 2008, quando atingiu o valor mais elevado e instigou

investimentos vultuoso das mais diversas empresas do ramo, vem sofrendo forte

queda.

Figura 1-variação do preço do barril (Fonte: Adaptado de “Crude oil price history 1970-2014”)

Todavia, esse é um mercado que devido à forma como é negociado, commodites,

sofre a influência de diversos fatores para chegar a um preço final e isso torna

muito difícil a previsão do seu preço à médio e longo prazo. Segundo agência

americana “Energy Information Administration” (EIA), os principais países

produtores e consumidores de petróleo no mundo, assim como suas taxas de

consumo e de importação são as apresentadas a seguir:

Países produtores de petróleo Quantidade produzida (milhões de barris/dia)

Estados Unidos 11,6

Arábia Saudita 11,5

Rússia 10

Canadá 4

China 3,5

Emirados Árabes, Irã, Iraque, Kwait 3

México 2,7

Países consumidores Importação barris/dia (milhões)

Consumo barris/dia (milhões)

Estados Unidos 7,38 18,5

China 5,9 10,2

Japão 4,59 4,71

Índia 2,63 3,65

Coréia do Sul 2,24 2,45

Alemanha 2,21 2,35

França 1,66 1,68

Singapura 1,36 1,25

Espanha 1,26 1,27

Itália 1,19 1,34

Dessa forma, dentro da operação de um navio que realiza o transporte de petróleo

e seus derivados seria interessante, em um primeiro momento, que o mesmo fosse

capaz de operar dentro dos portos dos principais países apresentados.

Corroborando a perspectiva econômica de viabilidade da operação do navio, o

Banco Mundial apresenta os seguintes dados acerca dos países com maior

previsão de crescimento para os próximos anos:

País 2015 2016 2017

China 7,1 7 6,9

Ruanda 7 7 7,5

Tanzânia 7,2 7,1 7,1

Moçambique 7,2 7,3 7,3

Butão 7,9 8,4 7

Índia 7,4 7,8 8

Papua Nova Guiné 16 5 2,4

Dessa forma, é possível perceber que alguns dos países que se encontram na lista

dos maiores produtores de petróleo do mundo, também estão na lista dos países

com maior perspectiva de crescimento dentro dos próximos anos, o que os torna

ainda mais relevantes dentro da operação de um navio do tipo Tanker. Todavia, a

análise superficial das características de oferta e de demanda do produto,

embasada com as maiores perspectivas de crescimento de diferentes países, não

são suficientes dentro de uma análise econômica que justifique a operação de um

navio pois uma série de outros fatores influenciam no sucesso da operação de um

navio fazendo com que o mesmo gere mais recursos do que consome.

2. Análise da operação do navio.

Com base nos principais países geradores de oferta e de demanda no que tange à

produção de petróleo, assim como em países que possivelmente terão suas

demandas aumentadas devido seu crescimento econômico, foi realizada a análise

das características dos seus principais portos para a compreensão de possíveis

restrições ou detalhes de projeto. Dessa forma, temos:

Tabela 1.Restrições dos portos mundiais (Fonte: adaptado de “site dos portos”, presente nas referências)

País Porto DWT max. Calado max. Comprimento max.

UEA Lousiana Ofshore Port 700000 35 (m) ---

SA King Fahad, Yanbu port 500000 32 (m) ---

BR Terminal de Tebig 500000 25 (m) 516 (m)

CN Porto de Qingdao 440000 10 (m) 150 (m)

JP Porto de Nagoya 200000 10 (m) 150 (m)

CA Kinder morgan, Vancouver 100000 11 (m) 250 (m)

RU Porto de Prismork 150000 17,8 (m) 150 (m)

KR Porto de Incheon 100000 26 (m) 240 (m)

AE Mina Rashid, Dubai 120000 11 (m) ---

IN Terminal de Guajarat,

Dahej 60000 16 (m) 215 (m)

3. Levantamento da frota e regressão das principais dimensões

Com o objetivo de realizar um levantamento das principais características de

navios semelhantes para a elaboração das primeiras considerações acerca das

dimensões principais do navio a ser projetado, realizou-se buscas dentro de bancos

de dados de armadores e em bancos de dados públicos que fornecessem tais

informações.

Segundo a Transpetro, empresa armadora brasileira, existem quatro principais

tipos de navios Tanker, sendo eles:

Suez Max – Petroleiro para transporte de óleo cru, 140 a 175 mil toneladas de

porte bruto. {Navios: Ataulfo Alves, Dragão do Mar, João Candido, Zumbi

dos Palmares}

Afra Max – Petroleiro para transporte de óleo cru, 80 a 120 mil toneladas de

porte bruto. {Navios: Fortaleza Knutsen, Navion Bergen, Recife Knutsen}

Pana Max – Petroleiro para transporte de óleo cru e produtos escuros, 65 mil

a 80 mil toneladas de porte bruto. {Navios: Dan Cisne, Pedreiras, Piquete}

Navio de produtos – Petroleiro para transporte de derivados de petróleo, 30

mil a 50 mil toneladas de porte bruto. {Navios: Celso Furtado, José Alencar,

Sergio Buarque de Holanda}

Com base nas informações disponíveis dentro de bancos de dados públicos, como

marine traffic, e sites de armadores, foi elaborada a seguinte tabela com as

principais características de navios semelhantes:

Tabela 2. Levantamento de dados da frota de petroleiros (Fonte: 1Transpetro, 2Marine Traffic)

Embarcação Arqueação bruta Deadweight Comprimento Boca Calado

Ataulfo Alves 80086 153071 272,75 46 18

Dragão do Mar 81429 157055 274,2 48 17

Zumbi dos Palmares 81429 157055 274,2 48,04 17

Fortaleza Knutsen 63560 106316 246,8 42,04 15,4

Navion Bergen 56734 105200 239 42,03 16,3

Recife Knutsen 63560 105928 246,8 42,03 15,3

Dan Cisne 36303 59335 207 32,24 13,6

Pedreira 35845 55067 218 32 13,6

Celso Furtado 29077 48300 182,88 32,44 12,8

José Alencar 28900 48300 182,85 32,2 12,1

Sergio Buarque de Holanda 29077 48300 182 30 12,8

Theano 28400 47198 182,5 32,2 12,65

Rômulo Almeida 29077 48300 182,88 32,2 12,81

Amazon Victory 44776 73000 228 40 14,5

Southern Jaguar 11757 19997 144,09 24,2 11,6

Jag Pahel 27627 46319 182,85 32,2 12,2

Tosna Star 8621 12589 129,03 20,4 8,9

Castillo de plasencia 7901 12219 128,9 20,21 8,3

Stolt Mountain 22620 39005 176 32 11,24

Anastasia 50697 93312 229 38 14,9

Tana sea 50729 93247 229,2 38 14,9

Martine 46982 86949 229 36,5 14,4

Leto 36300 63485 199,9 32,26 13,3

De posse de tais dados, é possível realizar regressões para a elaboração das

estimativas iniciais de dimensões e características do navio. Assim, temos as

seguintes regressões:

1 Disponível em: http://www.transpetro.com.br/pt_br/areas-de-negocios/transporte-maritimo/frota-transpetro.html 2 Disponível em: https://www.marinetraffic.com/pt/

y = -5E-09x2 + 0,0018x + 109,69R² = 0,9756

0

50

100

150

200

250

300

0 20000 40000 60000 80000 100000 120000 140000 160000 180000

Comprimento x deadweight

Levando em consideração a análise de mercado e de operações realizada,

estabeleceu-se que o navio foco será do tipo Suez Max. Arbitrando um DWT de

145000, pertencente à faixa dessa classe de navios, obtemos as seguintes outras

características por meio das regressões:

Deadweight Comprimento Boca Calado Arqueação

145000 265,565 45,510784 16,3733 74392,75

y = 6E-05x2 + 0,1515x + 1,0462R² = 0,9479

0

10

20

30

40

50

60

0 50 100 150 200 250 300

Boca x comprimento

y = -3E-10x2 + 0,0001x + 8,1808R² = 0,9432

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 20000 40000 60000 80000 100000 120000 140000 160000 180000

Calado x deadweight

y = 1,8564x2 - 255,28x + 11264R² = 0,986

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

90000

0 50 100 150 200 250 300

Comprimento x arqueação bruta

4. Estimativas geométricas do navio

Com base nas dimensões preliminares alcançadas, é possível verificar suas

validades comparando as relações entre tais dimensões e a de navios do tipo foco,

ou seja, os SuexMax, assim como gerar outras características.

Para a obtenção do pontal, segundo MOLLAND 2008, página 642, seção 9.2.3.1,

para navios Tanker, B/D=1.9. Assim, utilizando a boca de 45,51 alcançamos o

pontal de 23,95 metros.

Deadweight Comprimento Boca Calado Arqueação Pontal

145000 265,565 45,510784 16,3733 74392,75 23,95

Realizando a análise dos coeficientes recomendados, segundo MOLLAND 2008,

páginas 641 e 642, seção 9.2.3.1, para Tankers. Temos:

Relação (expressão) Faixa recomendada Valor alcançado

L/B (resistência) 6-7 5,83

B/T (estabilidade) 2-2,5 2,78

L/D (capacidade) 12-13 11,08

B/D (estabilidade) 1,9 1,9

T/D (borda livre) 0,7-0,8 0,68

A maioria dos valores encontrados encontra-se fora da faixa, porém ainda assim

estão muito próximos das relações recomendadas. Isso se deve, possivelmente, às

características particulares de cada projeto e ao fato de as características gerais de

navios petroleiros terem mudado, aumentando suas medidas e capacidades e

alterando assim suas relações geométricas.

Considerando uma velocidade média de 15 nós para navios petroleiros (LABES,

Thiago 2015), segundo BARRAS 1992, 𝐶𝑏 = 𝑎 − 𝑏. (𝑣

√𝐿) , 𝑜𝑛𝑑𝑒 𝑎 = 1,23 𝑒 𝑏 = 0,393.

No presente caso, seguindo tal formulação encontramos Cb=0,6. Porém segundo

(JENSEN, 1994), 𝐶𝑏 = −4,22 + 27,8. √𝐹𝑛 − 39,1. 𝐹𝑛 + 46,6. 𝐹𝑛³, e segundo tal

formulação o valor de Cb é 0,83 considerando um número de froude de 0,15. Será

utilizado então o valor de 0,83 pois ele nos permite uma maior capacidade de

carga.

Deadweight Comprimento Boca Calado Arqueação Pontal Cb

145000 265,565 45,510784 16,3733 74392,75 23,95 0,83

Para a altura do castelo de proa foi utilizada a norma definida pela (ICLL-39/66)

para navios maiores de 250 metros de comprimento, 𝐻𝑝 = 7000. (1,36

𝐶𝑏+0,68), adotando

tal expressão alcançamos o valor de 6,3 metros para o castelo de proa.

4.1. – Dimensionamento do Bulbo

O bulbo é uma estrutura que para certas geometrias do navio, permite que a

resistência ao avanço da embarcação diminua. Ele faz isso promovendo à

interferência destrutiva entre as ondas geradas por ele e as ondas geradas ao longo

do casco. Existem 3 tipos de bulbo, o Δ, o 0 e o ∇. Para navios com grandes

variações de calado, o Δ é o mais indicado. Deve-se levar em conta 6 principais

parâmetros para o dimensionamento de um bulbo, segundo (KRACHT, 1978),

porém foram calculados somente 5.

Parâmetro de boca.

𝐶𝑏𝑏 =𝐵𝑏

𝐵𝑚𝑠

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝐵𝑏 − 𝑏𝑜𝑐𝑎 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑎 𝑑𝑜 𝑏𝑢𝑙𝑏𝑜

𝐵𝑚𝑠 − 𝑏𝑜𝑐𝑎 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑎 𝑑𝑜 𝑛𝑎𝑣𝑖𝑜

Utilizando a tabela proposta por VENTURA, Manuel, que relaciona o

coeficiente de bloco com a razão comprimento entre perpendiculares/boca,

obtemos os seguintes valores para o Cbb: 𝐿𝑝𝑝

𝐵\Cb 0,80 0,85

5,6 9,6 10,4

5,8 9,9 10,7

Realizando uma interpolação entre os resultados apresentados para os valores

de Lpp/B e Cb do presente trabalho, Lpp/B=5.648 e Cb=0,83, obtemos o valor

de 10.152 e assim o valor de 0.10152 para Cbb. Dessa forma:

𝐵𝑏 = 4,62 𝑚

Parâmetro de comprimento.

𝐶𝑙𝑝𝑟 =𝐿𝑝𝑟

𝐿𝑝𝑝

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝐿𝑝𝑟 − 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑜 𝑏𝑢𝑙𝑏𝑜

𝐿𝑝𝑝 − 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑝𝑒𝑟𝑝𝑒𝑛𝑑𝑖𝑐𝑢𝑙𝑎𝑟𝑒𝑠

Onde para o bulbo sob condição de carga e lastro, segundo VENTURA,

Manuel:

𝐶𝑙𝑝𝑟 = 0,2642. 𝐶𝑏. (𝐵

𝐿𝑝𝑝) + 0,0046

Assim, obtemos o valor de 0,043422 para Clpr, o que nos retorna um valor de

11,1621 metros para o comprimento do bulbo, considerando o valor de

257,063 para Lpp.

Parâmetro de altura.

𝐶𝑧𝑏 =𝑍𝑏

𝑇𝑓𝑝

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝑍𝑏 − 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑜 𝑝𝑜𝑛𝑡𝑜 𝑚𝑎𝑖𝑠 𝑎 𝑣𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑜 𝑏𝑢𝑙𝑏𝑜

𝑇𝑓𝑝 − 𝑐𝑎𝑙𝑎𝑑𝑜 𝑛𝑎 𝑝𝑒𝑟𝑝𝑒𝑛𝑑𝑖𝑐𝑢𝑙𝑎𝑟 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑛𝑡𝑒

Tal coeficiente não apresenta linearidade nos seus valores. Dessa forma,

segundo VENTURA, Manuel a faixa de valores recomendada é:

0,35 <𝑍𝑏

𝑇< 0,55

Arbitrando o valor de 0,45 para a relação apresentada, alcançamos o valor de

7,362 metros para a altura do ponto mais a vante do bulbo, considerando

Tfp=16,37.

Parâmetro de área seccional.

𝐶𝑎𝑏𝑡 =𝐴𝑏𝑡

𝐴𝑚𝑠

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝐴𝑏𝑡 − á𝑟𝑒𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙 𝑑𝑜 𝑏𝑢𝑙𝑏𝑜

𝐴𝑚𝑠 − á𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑎 𝑠𝑒çã𝑜 𝑚𝑒𝑠𝑡𝑟𝑎 (𝑛𝑜 𝑐𝑎𝑙𝑎𝑑𝑜 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑠𝑝𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑡𝑒)

Segundo VENTURA,Manuel a faixa de Cabt para navios tipo Tanker está

entre 0,1 e 0,14. Arbitrando o valor de 0,12 e considerando o valor de

741,33m² para a área da seção mestra no calado de 16,37m , alcançamos o

valor de 88,95m² para Abt.

Com base nos parâmetros geométricos obtidos até a presente fase do trabalho, é possível

realizar a modelagem preliminar da embarcação. Tal modelagem foi realizada no

software Maxsurf, da empresa Bentley e o modelo é apresentado a seguir:

Figura 2, modelagem preliminar do casco com a respectiva linha d'água (FONTE: Autor)

Figura 3. Modelagem preliminar do casco (FONTE: Autor)

Apresentado assim, os valores para as principais características geométricas e

coeficientes:

Deadweight Loa Boca Calado Arqueação Pontal Cb Δ(ton) Cp

145000 265,565 45,510784 16,3733 74392,75 23,95 0,83 164009 0,83

Dessa forma, podemos calcular o valor de Cd, coeficiente de deadweight, onde segundo

MOLLAND 2008, para navios tipo Tanker 0,79<Cd<0,85. Onde para o presente caso o

valor obtido para o coeficiente foi de 0,88. Corroborando assim a estimativa de DWT

feita a partir da regressão, assim como a obtenção das dimensões do navio.

5. Compartimentação.

Espaçamento entre cavernas comuns, segundo ABS 3-2-9-3.1

𝑠 = 1000𝑚𝑚; 𝑝𝑎𝑟𝑎 260 < 𝐿 < 427

Espaçamento entre cavernas gigantes.

Como boa prática, adota-se como um múltiplo do espaçamento entre cavernas

comuns. Dessa forma, foi adotado o triplo do espaçamento entre cavernas

comuns.

𝑆𝑔 = 3000𝑚𝑚

Antepara de colisão à vante.

No caso de proas bulbosas, a medida da posição da antepara deve ser tomada

em relação a uma linha de referência dada pelo ponto extremo de vante do

bulbo dividido por 2 ou “3 metros”, o que for menor, em relação à

perpendicular de vante.

A distância em relação a essa linha, segundo a ABS 3-2-9-3.4 é dada por

0,05.Lf à ré da linha de referência. Como o ponto mais a vante do bulbo está

em 264,3m e a perpendicular de vante está em 257m, 264,3−257

2= 3,65, que é

maior que três metros, logo usaremos 3 para o valor de ‘x’. Assim para o

cálculo da posição da antepara, 0,05.Lf=12,85m, logo usaremos 10 metros a

ré, em relação à linha de referência que está a três metros a vante da

perpendicular de vante. Ou seja, a antepara estará a 250 metros da

perpendicular de ré.

Antepara de colisão à ré

Segundo a ABS cap.12-seção 52, esta deve ser disposta de modo que envolva

o tubo telescópico em um compartimento estanque. Com base nas dimensões

do navio, estima-se tal antepara à 25 metros da perpendicular de ré.

Praça de máquinas.

Como boa prática, toma-se seu comprimento como sendo de 2,2 a 2,5 vezes o

tamanho do motor principal. Utilizando como base o modelo utilizado por

navios do “Promef” com dimensões semelhantes, o modelo S80MC-MAN-

B&W, BHP: 22497,42, consumo: 2762,46 kg/h, comprimento=15. Assim, se

adotará o valor de 37,5 metros para o comprimento da praça de máquinas.

Praça de bombas.

Tomando como base o projeto de (GORESKI & TEIXEIRA, 2014) e

considerando a ergonomia do local, utiliza-se o comprimento de 3 metros para

a praça de bombas.

Costado e fundos duplos.

Tomando como base a MARPOL 73/78.

- Reg.13F(3-a): A largura do costado duplo é dada por 𝑤 = 0,5 + (𝑑𝑤𝑡

20000) ou 2m,

o que for menor, porém não menor que 1 metro. Assim, para o presente caso,

w=7,75. Logo usaremos 2 metros.

- Reg. 13F(3-b): A largura do fundo duplo é dada por ℎ =𝐵

15 ou 2 metros, o

que for menor, porém não menos que 1 metro. Assim, para o presente caso,

h=3,034. Logo usaremos 2 metros.

Tanque de carga.

Segundo a MARPOL 73/78.

-Reg. 24(2): Os tanques de carga de petroleiros dever ser de tamanho e arranjo

tais que os vazamentos hipotéticos Oc ou Os, em qualquer lugar do

comprimento do navio, não excedam 30000m³ ou 400. 𝑑𝑤𝑡1

3 , dentre tais

valores o maior, porém não mais que 40000m³.

Assim, 400. 𝑑𝑤𝑡1

3 = 21014,35, logo se adotará os valores dentro da faixa de

30000-40000m³ para os limites de vazamento Oc e Os.

-Reg. 24(3): O volume de qualquer tanque lateral de carga de um petroleiro

não deve exceder 65% dos limites do vazamento hipotético de óleo, referido

anteriormente. O volume de qualquer um dos tanques centrais de carga não

deverá exceder 50000m³. Assim:

Limites máximos

Vazamento hipotético 30000-40000m³

Tanques laterais 22750m³

Tanques centrais 50000m³

-Reg. 24(4): O comprimento de cada tanque de carga não deverá ser superior

a 10 metros ou a um dos valores apresentados, o que for maior. Considerando

que o navio apresente duas anteparas longitudinais, temos:

𝑇𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒𝑠 𝑙𝑎𝑡𝑒𝑟𝑎𝑖𝑠 ≤ 0,2. 𝐿 = 53,112 𝑚

𝑇𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒𝑠 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑖𝑠 ≤ 0,2. 𝐿 = 53,112𝑚

Se utilizará o valor de 30 metros para coincidir com a posição das anteparas

gigantes.

-Reg. 22(1): Para fins de cálculo do vazamento hipotético de petroleiros,

avarias de extensão tridimensional com forma de paralelepípedo, no costado

ou no fundo do navio são admitidos:

Avaria do costado

𝐸𝑥𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑙𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑𝑖𝑛𝑎𝑙(𝐿𝑐) = (1

3) . 𝐿

13 𝑜𝑢 14,5; 𝑜 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟 − 13,77

𝐸𝑥𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙(𝑇𝑐) =𝐵

5𝑜𝑢 11,5; 𝑜 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟 − 9,2

𝐸𝑥𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑣𝑒𝑟𝑡𝑖𝑐𝑎𝑙(𝑉𝑐) = 𝑝𝑜𝑛𝑡𝑎𝑙 − 23,95

Avaria do fundo

𝐸𝑥𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑙𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑𝑖𝑛𝑎𝑙(𝐿𝑠) =𝐿

10 𝑜𝑢 5, 𝑜 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟 − 5

𝐸𝑥𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙(𝑇𝑠) =𝐵

6 𝑜𝑢 5, 𝑜 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟 − 5

𝐸𝑥𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑣𝑒𝑟𝑡𝑖𝑐𝑎𝑙(𝑉𝑠) =𝐵

15 𝑜𝑢 6, 𝑜 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟 −

𝐵

15= 3,034

-Reg. 23(1): Assim, os vazamentos hipotéticos são calculados em relação aos

compartimentos avariados e outros locais concebíveis ao longo do navio:

𝐴𝑣𝑎𝑟𝑖𝑎 𝑑𝑜 𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑑𝑜: 𝑂𝑐 = 𝑊𝑖 + 𝐾𝑖. 𝐶𝑖

𝐴𝑣𝑎𝑟𝑖𝑎 𝑑𝑜 𝑓𝑢𝑛𝑑𝑜: 𝑂𝑠 = (1

3) . (𝑍𝑖. 𝑊𝑖 + 𝑍𝑖. 𝐶𝑖)

𝑊𝑖 − 𝑣𝑜𝑙. 𝑑𝑒 𝑢𝑚 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒 𝑙𝑎𝑡𝑒𝑟𝑎𝑙 𝑎𝑣𝑎𝑟𝑖𝑎𝑑𝑜

𝐶𝑖 − 𝑣𝑜𝑙. 𝑑𝑒 𝑢𝑚 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑙 𝑎𝑣𝑎𝑟𝑖𝑎𝑑𝑜

𝐾𝑖 = 1 − (𝑏𝑖

𝑇𝑐) , 𝑞𝑢𝑎𝑛𝑑𝑜 𝑏𝑖 > 𝑇𝑐, 𝑠𝑒𝑟á 0

𝑍𝑖 = 1 − (ℎ𝑖

𝑉𝑠) , 𝑞𝑢𝑎𝑛𝑑𝑜 ℎ𝑖 > 𝑉𝑠, 𝑠𝑒𝑟á 0

𝑏𝑖 − 𝑙𝑎𝑟𝑔𝑢𝑟𝑎(𝑚) 𝑑𝑜 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒 𝑙𝑎𝑡𝑒𝑟𝑎𝑙 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑖𝑑𝑒𝑟𝑎𝑑𝑜, 𝑎 𝑝𝑎𝑟𝑡𝑖𝑟 𝑑𝑜 𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑑𝑜

ℎ𝑖 − 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑎 𝑒𝑚 𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜𝑠 𝑑𝑜 𝑓𝑢𝑛𝑑𝑜 𝑑𝑢𝑝𝑙𝑜

Tomando o arranjo do navio, bi=7,345. Estimando a dimensão do tanque

lateral como 21,95m x5,345m x30m (h x b x l), temos para este o volume de

3519,68m³. Para o tanque central, com as dimensões de 21,95m x30,82m

x30m (h x b x l), temos o volume de 20294,97m³.

Assim, Oc=7598,96 e Os=2698,9. Sendo tais valores menores que 40000m³,

a compartimentação proposta atende aos pré-requisitos da MARPOL.

Tanques de lastro.

Segundo a MARPOL 73/78, estes devem ser dimensionados de forma que o

navio possa navegar em lastro, mesmo sem carga, de modo que tal condição

permita:

a) A imersão a meio navio não será inferior à:

𝑑𝑚 = 2 + 0,02. 𝐿 = 7,3112 𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜𝑠

b) Os calados nas perpendiculares a vante e à ré terão os valores

correspondentes à imersão a meio navio, conforme estabelecido na alínea

“a”, com caimento a ré igual ou inferior a 0,015.L=3,9834 metros.

c) O calado deve garantir a imersão do hélice. Para este critério ser atendido,

seguindo o arranjo da embarcação, são necessários 8 metros.

Dessa forma, os tanques de lastro têm de proporcionar, no mínimo, um calado

de 8 metros na embarcação. Tal valor corresponde à 70986 ton, assim a

capacidade dos tanques mais o peso leve da embarcação devem atingir 70986

ton.

Slop Tanks.

Não devem ser menores que 3% da capacidade de carga do navio.

Tanques de combustível.

Tomando como base a rota entre o porto de Louisiana e o de King Fahad,

aproximadamente 1850000 km (Google Maps) e o consumo do motor de

aproximadamente 2762,46kg/h e uma velocidade média de 15 nós = 27,78

km/h, assim como uma massa específica do óleo pesado utilizado como

combustível para navios como 987,8 kg/m³ (PETROBRÁS,2013), temos que

o volume de tanque necessário é de aproximadamente 1862,37 m³.

Adicionando um acréscimo de 20% como margem de segurança para possíveis

sinistros, o volume de troca seria de 2234,84 m³.

Tanque de água.

Estipulando um consumo diário de 250 litros/pessoa por dia e considerando

uma média de 26 tripulantes (frota Dragão do MAR, Planalto.gov.br) e mais

um acréscimo de 20% de segurança, temos que os tanques devem ter

aproximadamente 218,4 m³ de capacidade.

Assim, teremos então a seguinte disposição para o navio com os tanques:

Figura 4. Representação do casco com seus tanques de carga (FONTE: Autor)

6. Plano de linhas

Sendo a NORMAM 01 (Anexo 3-F), o plano de linhas de uma embarcação

deve apresentar:

Comprimento total

Comprimento entre perpendiculares

Boca, Pontal e calado de projeto

Para embarcações com mais de 200 metros de Lpp, a escala deve ser de 1:200

O espaçamento entre balizas dever ser de no máximo 0,1.Lpp. Para navios

com Lpp maior que 100 ou com grandes variações na geometria, deve-se gerar

no mínimo 21 balizas com numeração de ré para vante com origem na

perpendicular de ré e com espaçamento de no mínimo 0,05.Lpp. Assim:

𝑆 = 13,75 (𝑒𝑠𝑝𝑎ç𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜); 𝑠𝑒𝑟á 𝑢𝑠𝑎𝑑𝑜 12,6 𝑚 (22 𝑏𝑎𝑙𝑖𝑧𝑎𝑠)

O plano de linhas d’água deve conter um espaçamento não maior que 1/5 do

pontal entre as linhas que o compõem. Assim:

𝑆 = 4,79 (𝑒𝑠𝑝𝑎ç𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜)

O plano de linhas do alto deve conter no mínimo 2 linhas. No presente trabalho

serão utilizadas 4 balizas com o espaçamento de 5,6 metros entre cada.

Figura 5, Representação do plano de linhas da presente embarcação (FONTE: autor)

7. Plano de arranjo geral.

Segundo a NORMAM 01 (Anexo 3-F), o plano de arranjo geral deve conter no

mínimo as seguintes informações:

Representação da compartimentagem do casco.

Representação esquemática das máquinas, equipamentos e acessórios

relevantes.

Posição de portas, vigias e janelas ou outras aberturas.

Indicação das perpendiculares de vante e de ré, da seção de meio navio da

linha de base com o espaçamento das cavernas.

A vista de cada um dos conveses, incluindo os de superestrutura, as

plataformas e praça de máquinas.

8. Cálculo de borda livre.

Seguindo as recomendações da SOLAS, foi utilizado, como ponto de partida, o 96%

do comprimento da linha d’água à 85% do pontal moldado. Dado que resulta em uma

linha de L=250,75.

Com base nas características do navio do tipo A (navio de carga líquida). Dessa forma,

para o comprimento anteriormente calculado e para o tipo de navio em questão, a

SOLAS apresenta os seguintes valores para o comprimento da borda livre:

Comprimento (m) Borda Livre (mm)

250 3012

251 3018

Como o valor de L apresentado no presente projeto é de 250,75, a norma recomenda

a utilização de interpolação linear para obtenção de valores intermediários. Assim,

encontramos o valor de 3016,5 mm para a borda livre (Hbl), que sofrerá correções de

acordo com algumas características geométricas da embarcação.

-Correção para o coeficiente de bloco:

Como Cb>0,68: 𝐻𝑏𝑙 = 3,0165. (𝐶𝑏+0,68

1,36) , 𝑐𝑜𝑚𝑜 𝐶𝑏 = 0,83; 𝐻𝑏𝑙 = 3,3492 𝑚

-Correção para o pontal:

Se D>L/15 , a borda livre deve ser aumentada de (D-(L/15)).R; onde R é igual a 250

para L>120m. Dessa forma, a expressão (D-(L/15)).R=1813,75 e o Hbl=5,15.

-Correção para superestrutura:

Sendo o comprimento da superestrutura 37,5m e o comprimento de regra 250,75m;

temos que o comprimento da superestrutura é 0,149.L e para tal característica a

SOLAS propõe a seguinte faixa de correção:

0,1.L 0,2.L

7% 14%

Para valores intermediários, recomenda-se a interpolação linear. Dessa forma,

encontramos um valor de 10,43% de correção. Assim, o Hbl será reduzido da

porcentagem calculada, alcançando o valor de Hbl=4,61.

Dessa forma, com as correções devidas, o valor da borda livre de verão encontrada

para o presente navio é de Hblv=4,61. Assim, como a altura calculada para o castelo

de proa era de 6,3 metros, subtraímos esse valor da borda livre Hcp-Hbl=1,68.

Resultando assim na elevação real do castelo de proa em relação à borda livre.

Também é necessário calcular as bordas livres necessárias em regiões específicas e

em diferentes épocas do ano. Dessa forma, tem-se:

- Borda livre da zona tropical.

Obtida por meio de uma redução de 1/48 do calado de verão, da borda livre de verão.

Temos então que o valor da borda livre da zona tropical é de Hblzt=4,21m

-Borda livre mínima de inverno.

Obtida somando à borda livre de verão 1/48 do calado de verão. Dessa forma, o valor

alcançado é Hblmi=5,02.

-Borda livre do atlântico norte.

Como a embarcação possui L>100m, a borda livre de inverno do atlântico norte é a

borda livre de inverno.

Projeto da linha de carga:

A marca da borda livre no navio é composta por dois fatores: o disco de

Plimsoll propriamente dito e a marca da linha de convés.

o A marca da linha de convés é um uma reta horizontal de 300mm de

comprimento por 25mm de altura, centrada na meia nau da

embarcação e fixada em ambos os lados. A aresta superior desta linha

coincide com a interseção da projeção da face superior do convés de

borda livre e a face externa da chapa do costado.

o O disco de Plimsoll é um anel com 25mm de espessura e 180mm de

diâmetro externo. Ele é atravessado por uma reta que possui as mesmas

características da marca da linha de convés, e paralela a esta, e que a

face superior passa pelo centro do disco. Ele deve ser fixado com o

centro passando pela meia nau e com uma distância vertical, abaixo da

face superior da linha de convés, igual à borda livre mínima obtida.

Figura 6. Modelo da marcação de linha de carga (Fonte: Normam 01, 2005)

Para o presente caso, temos que a marcação de borda livre ficaria da seguinte forma:

Figura 7. Marcação das linhas de carga (Fonte: Autor)

Dessa forma, com os dados acerca das características físicas obtidas até o momento. Temos

que a forma preliminar do casco obedeceria ao seguinte formato:

Figura 8. Perspectiva da embarcação proposta. (FONTE: Autor)

Figura 9. Vista da compartimentação interna da embarcação (FONTE:Autor)

9. Cálculo da arqueação.

A medida da capacidade de carga de uma embarcação é representada pelos seus

valores de arqueação bruta e líquida. Segundo a NORMAM 01 (Cap. 8, Seção I) as

definições matemáticas de ambas as arqueações são:

Arqueação bruta.

𝐴𝐵 = 𝐾1. 𝑉

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝑉 − 𝑣𝑜𝑙. 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑜𝑠 𝑒𝑠𝑝𝑎ç𝑜𝑠 𝑓𝑒ℎ𝑎𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑎 𝑒𝑚𝑏𝑎𝑟𝑐𝑎çã𝑜 (𝑉 = 𝑉𝑐 + 𝑉𝑠)

𝑉𝑐 − 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑜 𝑐𝑎𝑠𝑐𝑜

𝑉𝑠 − 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑎 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑟𝑒𝑠𝑡𝑟𝑢𝑡𝑢𝑟𝑎

𝐾1 = 0,2 + 0,02. 𝑙𝑜𝑔10𝑉

Arqueação liquida.

𝐴𝐿 = 𝐾2. 𝑉𝐶. (4. 𝐻

3. 𝑃)

2

+ 𝐾3. (𝑁1 + (𝑁2

10))

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝑉𝐶 − 𝑣𝑜𝑙. 𝑑𝑜𝑠 𝑒𝑠𝑝𝑎ç𝑜𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎

𝐾2 = 0,2 + 0,02. 𝑙𝑜𝑔10𝑉𝐶

𝐻 − 𝑐𝑎𝑙𝑎𝑑𝑜 𝑚𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑜

𝑃 − 𝑝𝑜𝑛𝑡𝑎𝑙 𝑚𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑜

𝐾3 = 1,25. (𝐴𝐵 + 100

10000)

𝑁1 − 𝑛° 𝑑𝑒 𝑝𝑎𝑠𝑠𝑎𝑔𝑒𝑖𝑟𝑜𝑠 𝑒𝑚 𝑐𝑎𝑚𝑎𝑟𝑜𝑡𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑎𝑡é 8 𝑏𝑒𝑙𝑖𝑐ℎ𝑒𝑠

𝑁2 − 𝑟𝑒𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑎𝑠𝑠𝑎𝑔𝑒𝑖𝑟𝑜𝑠

Todos os valores, se necessário, devem ser arredondados para baixo, apresentando

números inteiros e no cálculo do volume dos espaços de carga, o volume dos Slop Tanks

também é considerado.

Dessa forma, utilizando os valores alcançados a partir da compartimentação e do arranjo

da embarcação, obtêm-se os valores de AB=82464 e AL=59981. De modo que o valor

alcançado para arqueação bruta corrobora o valor apresentado através da regressão de

navios semelhantes.

10. Resistência ao avanço.

Com base no modelo de embarcação alcançado, é possível realizar uma estimativa

inicial da resistência ao avanço da mesma. De modo que, de posse dos valores obtidos,

seja possível realizar os primeiros dimensionamentos do sistema propulsivo da

embarcação e alguns sistemas auxiliares.

Devido ao tipo de navio modelado, Tanker, com a presença de bulbo de proa e de

popa transom, escolheu-se utilizar o método proposto por HOLTROP, 1982. Onde tal

método incorpora estes fatores na composição da resistência da embarcação. Dessa

forma temos:

Faixa recomendada para o método Holtrop

Parâmetro Valor mínimo Valor máximo Valor atual

Cp 0,55 0,85 0,84

L/B 3,9 14,9 5,648495

B/T 2,1 4 2,780086

Froude 0,05 1 0,15373

Assim, é possível ver que a geometria do presente navio está dentro da faixa ideal

para a utilização do método Holtrop. Dessa forma, caracterizando o método, temos

que ele é composto pelas seguintes parcelas:

𝑅𝑡 = 𝑅𝑓. (1 + 𝑘1) + 𝑅𝑎𝑝𝑝 + 𝑅𝑤 + 𝑅𝑏 + 𝑅𝑡𝑟 + 𝑅𝑎 𝑂𝑛𝑑𝑒, 𝑅𝑓 − 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑓𝑟𝑖𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜 𝐼𝑇𝑇𝐶 1957

(1 + 𝐾1) − 𝑓𝑎𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑓𝑜𝑟𝑚𝑎 𝑑𝑒𝑓𝑖𝑛𝑖𝑑𝑜 𝑐𝑜𝑚𝑜 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑎 𝑅𝑎𝑝𝑝 − 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑣𝑖𝑑𝑜 𝑜𝑠 𝑎𝑝ê𝑛𝑑𝑖𝑐𝑒𝑠

𝑅𝑤 − 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑜𝑛𝑑𝑎 𝑅𝑏 − 𝑅𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑎 𝑎𝑜 𝑏𝑢𝑙𝑏𝑜

𝑅𝑡𝑟 − 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑣𝑖𝑑𝑜 à 𝑝𝑜𝑝𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑜𝑚 𝑅𝑎 − 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑙𝑎çã𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎𝑠 𝑎𝑒𝑟𝑜𝑑𝑖𝑛â𝑚𝑖𝑐𝑎𝑠 𝑑𝑜 𝑛𝑎𝑣𝑖𝑜 𝑒 𝑑𝑜 𝑚𝑜𝑑𝑒𝑙𝑜

Onde,

𝑅𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑓𝑟𝑖𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 𝑅𝑓 = 0,5. 𝜌. 𝑆. 𝑣2. 𝐶𝑓

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝜌 − 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑎 á𝑔𝑢𝑎 𝑆 − á𝑟𝑒𝑎 𝑚𝑜𝑙ℎ𝑎𝑑𝑎 𝑣 − 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒

𝐶𝑓 − 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑎𝑡𝑟𝑖𝑡𝑜 "𝐶𝑓 = (0,075

(log(𝑅𝑒𝑦 − 2))2"

𝐹𝑎𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑓𝑜𝑟𝑚𝑎

(1 + 𝑘1) = 0,93 + 0,487118. 𝑐14. (𝐵

𝐿𝑤𝑙)

1,06806

. (𝑇

𝐿𝑤𝑙)

0,46106

. (𝐿𝑤𝑙

𝐿𝑟)

0,121563

. (𝐿𝑤𝑙3

𝛻)

0,36486

. (1 − 𝐶𝑝)−0,604247

Onde, 𝑐14 = 1 + 0,011. 𝐶𝑠𝑡𝑒𝑟𝑛

𝐿𝑟

𝐿𝑤𝑙= 1 − 𝐶𝑝 +

0,06. 𝐶𝑝. 𝑙𝑐𝑏

4. 𝐶𝑝 − 1

𝑅𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑜𝑠 𝑎𝑝ê𝑛𝑑𝑖𝑐𝑒𝑠 𝑅𝑎𝑝𝑝 = 0,5. 𝜌. 𝑣2. 𝑆𝑎𝑝𝑝. (1 + 𝑘2). 𝐶𝑓

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝜌 − 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑎 á𝑔𝑢𝑎 𝑣 − 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑎 𝑒𝑚𝑏𝑎𝑟𝑐𝑎çã𝑜

𝑆𝑎𝑝𝑝 − á𝑟𝑒𝑎 𝑚𝑜𝑙ℎ𝑎𝑑𝑎 𝑑𝑜𝑠 𝑎𝑝ê𝑛𝑑𝑖𝑐𝑒𝑠

(1 + 𝑘2) − 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑡𝑎𝑏𝑒𝑙𝑎𝑑𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑐𝑎𝑑𝑎 𝑎𝑝ê𝑛𝑑𝑖𝑐𝑒 𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑢𝑚𝑎 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑖𝑛𝑎çã𝑜 𝑑𝑒𝑠𝑡𝑒𝑠, é 𝑑𝑎𝑑𝑜 𝑝𝑜𝑟𝛴(1 + 𝑘2). 𝑆𝑎𝑝𝑝

𝛴𝑆𝑎𝑝𝑝

𝑅𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑜𝑛𝑑𝑎 Rw = c1. c2. c5. 𝛻. 𝜌. 𝑔. exp(𝑚1. 𝐹𝑟𝑑 + 𝑚2. cos(𝜆. 𝐹𝑛−2))

𝑜𝑛𝑑𝑒 𝑐1 = 2223105. 𝑐73,78613. (𝑇

𝐵)

1,07961

. (90 − 𝐼𝑒)−1,37565

𝑐7 − 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒𝑝𝑒𝑛𝑑𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑎 𝑟𝑒𝑙𝑎çã𝑜𝐵

𝐿

𝐼𝑒 = 1 + 89. exp (− (𝐿

𝐵)

0,80856

. (1 − 𝐶𝑤𝑝)0,30484. (1 − 𝐶𝑝 − 0,0225. 𝑙𝑐𝑏)0,6367. (𝐿𝑟

𝐵)

0,34574

. (100. 𝛻

𝐿𝑤𝑙)

0,16302

𝑐2 = exp (−1,89. 𝑐312)

𝑐3 = 0,56.𝐴𝑏𝑡1,5

𝐵. 𝑇. (0,31. 𝐴𝑏𝑡12 + 𝑇 − ℎ𝑏)

𝑐5 = 1 − 0,8. (At

B. T. Cm) 𝑚1 = 0,0140407. (

𝐿

𝑇) − 1,75254. (

𝛻13

𝐿) − 4,79323. (

𝐵

𝐿) − 𝑐16

𝑐16 = 8,07981. 𝐶𝑝 − 13,8673. 𝐶𝑝2 + 6,984388. 𝐶𝑝3

𝜆 − 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒𝑝𝑒𝑛𝑑𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑎 𝑟𝑒𝑙𝑎çã𝑜 𝐿𝑤𝑙

𝐵

𝑚2 = 𝑐15. 𝐶𝑝2. exp(−0,1. 𝐹𝑟−2) 𝑑 = −0,9

𝑅𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑜 𝐵𝑢𝑙𝑏𝑜

𝑅𝑏 − 0,11. 𝑒𝑥𝑝(−3. 𝑃𝑏−2). 𝐹𝑟𝑖3. 𝐴𝑏𝑡1,5. 𝜌. (𝑔

1 + 𝐹𝑟𝑖2)

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝑃𝑏 =0,56. 𝐴𝑏𝑡

12

𝑇 − 1,5. ℎ𝑏

𝐹𝑟𝑖 =𝑣

(𝑔.(𝑇−ℎ𝑏−0,25.𝐴𝑏𝑡12)+0,15.𝑣2)

12

Com base em tais formulações, obteve-se o valor de 2281338 Newtons de resistência

do casco. Realizando a análise, pelo mesmo método, no software Maxsurf obtivemos

a seguinte curva:

Figura 10, Análise de resistência ao avanço do software Maxsurf (FONTE: Autor)

De modo que o valor de resistência apresentado pelo software é de 2857,757 kN,

valor muito próximo do estimado manualmente. A diferença era esperada pois o

modelo não teve todas as dimensões do bulbo estimadas, e alguns coeficientes de

apêndices ainda não são possíveis de serem obtidos nesta etapa do projeto.

Adotando o maior valor obtido, 2857,757kN e tomando a velocidade de cruzeiro

projetada, 15 nós, temos que a potência requerida para o MPC da embarcação é de

no mínimo 22052,36KW, de modo que se considerarmos uma perda 40% da potência

ao longo linha de eixo do motor, temos que a potência requerida é de 30873,3 KW.

11. Topologia estrutural e seção mestra.

Topologia estrutural.

Nesse tópico procurou-se realizar as estimativas de espessuras dos principais

componentes da seção mestra do navio, conforme as recomendações da

sociedade classificadora ABS. Dessa fora, com tais dados em mãos, realizar o

𝑅𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑎 𝑝𝑜𝑝𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑜𝑚 𝑅𝑡𝑟 = 0,5. 𝜌. 𝑣2. 𝐴𝑡. 𝑐6

𝑐6 − 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑜 à 𝐹𝑟𝑡

𝐹𝑟𝑡 = 𝑣/(2. 𝑔. 𝐴𝑡

(𝐵 + 𝐵. 𝐶𝑤𝑝)12

)

𝑅𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡ê𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑎 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑙𝑎çã𝑜 𝑎𝑒𝑟𝑜𝑑𝑖𝑛â𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑜 𝑚𝑜𝑑𝑒𝑙𝑜 𝑒 𝑑𝑜 𝑛𝑎𝑣𝑖𝑜

𝑅𝑎 = 0,5. 𝜌. 𝑣2. 𝑆. 𝐶𝑎 𝑜𝑛𝑑𝑒,

𝐶𝑎 = 0,06. (𝐿𝑤𝑙 + 100)−0,16 − 0,00205 + 0,003. (𝐿𝑤𝑙

7,5)

12

. 𝐶𝑏4. 𝑐2. . (0,04 − 𝑐4)

cálculo dos módulos de seção para cada item individualmente e verificar se os

módulos calculados atendem as recomendações da sociedade classificadora.

Considerando os presentes dados iniciais:

Medida (mm) (m)

Espaçamento entre longitudinais (s) 1000 1

Espaçamento entre long. gigantes (sg) 3000 3

Comprimento entre perpend. (Lpp) 257063 257,063

Calado (d) 16370 16,37

Pontal (Ds) 23950 23,95

Boca 45510 45,51

Comprimento do tanque 30000 30

-Chapa do fundo (ABS 3-2-2/3.13.2(b)).

Valor calculado: 25,2mm

-Chapa do fundo na extremidade (ABS 3-2-2/5.1 pág : 71).


-Chapa do bojo (ABS 3-2-2.13)


-Chapa de fundo duplo (ABS 3-2-4-9.1)

Valor calculado:18,01mm

-Longarinas (ABS 3-2-4-3.3.1)

Valor calculado:19,89mm

-Longarinas nas extremidades (ABS 3-2-4-3.3.1).


-Hastilhas (ABS 3-2-4-5.1).


-Chapa do convés (ABS 3-2-3).

𝑡 = (𝑠

508) . √((𝐿 − 62,5). (

𝑑

𝐷𝑠) + 2,5

𝑡 = 0,035. (𝐿 + 29) + 0,009. 𝑠

𝑡 = 0,035. (𝐿 + 29) + 0,009. 𝑠

𝑡 = 0,037. 𝐿 + 0,009. 𝑠 − 𝐶 𝑜𝑛𝑑𝑒 𝐶 = 0,5

𝑡 = 0,056. 𝐿 + 5,5

𝑡 = 0,036. 𝐿 + 4,7

𝑡 = 0,036. 𝐿 + 4,7

Valor calculado: 18,29 mm

-Chapa do cintado (ABS 3-2-3–3.11).

Valor calculado: 18,29 mm

-Chapa do costado (ABS 3-2-2 -3.9).


-Chapa costado duplo, tida como antepara de tanque profundo (ABS 3-2-10).


-Chapa das escoas (ABS 3-2-6-9.1)

Valor calculado: 10,39

-Chapa da quilha (ABS 3-2-2-3.15).


-Chapa das anteparas lisas longitudinais e transversais (ABS 3-2-9)

Valor calculado: (long.)15,63mm (trans.) 17,22mm

-Módulo de reforçadores longitudinais de fundo (ABS 3-2-4-11.3).

Requerido: 1915,5474 calculado: 1922,697

-Módulo de reforçadores longitudinais de duplo fundo (ABS 3-2-4/11.5).


-Módulo de reforçadores longitudinais de costado (ABS 3-2-5-3.17).


-Módulo de reforçadores longitudinais de costado duplo (ABS 3-2-7-3.1).


-Módulo de reforçadores longitudinais de convés (ABS 3-2-9-5.3).

𝑡 =24,38. 𝑠

1615,4 − 1,1. 𝐿

𝑡 =24,38. 𝑠

1615,4 − 1,1. 𝐿

𝑡 = (𝑠

645) . √(𝐿 − 15,2). (

𝑑

𝐷𝑠) + 2,5

𝑡 = (𝑠

645) . √(𝐿 − 15,2). (

𝑑

𝐷𝑠) + 2,5

𝑡 = 0,007. 𝐿 + 8,6

𝑡 = 𝑡(𝑑𝑜 𝑓𝑢𝑛𝑑𝑜) + 1,5

𝑡 = 𝑠. 𝑘. √𝑞. ℎ

𝑐+ 1,5

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝑞 − 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑜 𝑎ç𝑜 (𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑎ç𝑜 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑙, 1) 𝑐 − 290 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑎𝑛𝑡𝑒𝑝𝑎𝑟𝑎𝑠 𝑒𝑠𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒𝑠

ℎ − 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑚é𝑑𝑖𝑎 𝑑𝑎 𝑎𝑛𝑡𝑒𝑝𝑎𝑟𝑎 (𝑐𝑎𝑙𝑎𝑑𝑜 𝑑𝑒 𝑣𝑒𝑟ã𝑜)

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝑘 =3,075. √𝛼 − 2,077

𝛼 + 0,272 𝑠𝑒 1 < 𝛼 < 2 ou 1, se 𝛼 = 1

𝑜𝑛𝑑𝑒 𝛼 =𝑑𝑖𝑚𝑒𝑛𝑠ã𝑜𝑚𝑎𝑖𝑜𝑟

𝑑𝑖𝑚𝑒𝑛𝑠ã𝑜𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟

𝑆𝑀 = 7,8. 𝑐. ℎ. 𝑠. 𝑙2 𝑜𝑛𝑑𝑒 𝑐 = 1,3

𝑆𝑀 = 0,85. 𝑆𝑀(𝑙𝑜𝑛𝑔. 𝑑𝑒 𝑓𝑢𝑛𝑑𝑜)

𝑆𝑀 = 7,8. 𝑐. ℎ. 𝑠. 𝑙2 𝑜𝑛𝑑𝑒 𝑐 = 0,95

𝑆𝑀 = 𝑆𝑀(𝑐𝑜𝑠𝑡𝑎𝑑𝑜)


-Módulo de seção das escoas (ABS 3-2-6/5.1).


-Módulo de seção sicordas (ABS 3.2.8).


Módulo da seção mestra.

Com base na estimativa realizada dos principais elementos que compõem a

seção mestra do navio, agora podemos analisá-la com todos os seus

componentes e determinar os seus módulos de seção em diferentes pontos. A

seguir, a representação da seção com seus componentes.

Figura 11. Representação da seção mestra do navio com seus principais elementos (FONTE: Autor)

E o momento fletor causado por onda a meio navio (Cap.1 - Seção 6.3.2.b),

devido ao alquebramento:

𝑀 = 190. 𝑐1. 𝐿2. 𝐶𝑏. 𝐵. (10−3) = 4964875,19 𝑡. 𝑚

𝑜𝑛𝑑𝑒 𝐶1 = 10,46

Momento fletor em ondas devido ao tosamento:

𝑀 = −110. 𝑐1. 𝐿2. 𝐵. (𝐶𝑏 + 0,7). 10−3

Segundo ABS (Cap.1 - Seção 6.3.2.a), o momento fletor em águas tranquilas,

devido ao tosamento, é dado por:

𝑀 = 0,85.171. 𝐶𝑏. 𝐿2. 𝐵. (𝐶𝑏 + 0,7). (10−3) + 𝑀𝑎𝑜 = 5853694,518 𝑡. 𝑚

𝑆𝑀 = 7,8. 𝑐. ℎ. 𝑠. 𝑙2 onde c = 0,5

𝑆𝑀 = 4,74. 𝑐. ℎ. 𝑠. 𝑙²

𝑆𝑀 = 4,74. 𝑐. 𝑏. ℎ. 𝑙2 𝑐 = 1

𝑏 − 𝑒𝑠𝑝𝑎ç𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑜𝑠 𝑣ã𝑜𝑠 ℎ = 2,9

𝑙 − 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑜 𝑝𝑜𝑟ã𝑜

𝑜𝑛𝑑𝑒 𝐶1 = 10,46

Momento fletor em águas tranquilas devido ao alquebramento:

𝑀 = 171. 𝐵. 𝐿2. (𝐵 + 0,7). 10−3 − 𝑀𝑎𝑜 = 4311817,403 𝑡. 𝑚

Assim, o momento fletor total Mt é dado pela soma de Msw e Mw. Resultando

na presente análise no seguinte valor:

𝑀𝑡 = 𝑀𝑎𝑙 + 𝑀𝑡𝑜𝑠 = 10818569,518 𝑡. 𝑚

Dessa forma, temos que as tensões são definidas por 𝜎 =𝑀

𝑀𝑜𝑑𝑆. Assim, temos

que as tensões primárias são:

As tensões secundárias, definidas por: 𝑀 = 𝑄.𝐸𝑠𝑔2

8

𝑜𝑛𝑑𝑒, 𝑄 = 𝑃. 𝐸𝑠𝑙

𝐸𝑠𝑔 − 𝐸𝑠𝑝𝑎ç𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑔𝑖𝑔𝑎𝑛𝑡𝑒𝑠

𝐸𝑠𝑙 − 𝐸𝑠𝑝𝑎ç𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑙𝑜𝑛𝑔.

𝑃 − 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑠ã𝑜 ℎ𝑖𝑑𝑟𝑜 𝑛𝑜 𝑓𝑢𝑛𝑑𝑜

Dessa forma, temos que as tensões secundárias são:

As tensões terciárias são definidas por:

Dessa forma, as tensões terciárias e a soma de todas as três tensões são dadas

por:

Considerando uma tensão máxima de 250Mpa para o aço naval, verificamos

que a estrutura resiste aos esforços.

𝜎3 = 𝐾. 𝑃. (𝑏

𝑡)²

12. Cálculo de pesos e centros.

De posse da geometria da embarcação e da seção mestra, é possível realizar uma

primeira estimativa do peso total da embarcação e dos centros de gravidade

longitudinal, transversal e vertical.

O procedimento da estimativa de peso se dá com base na área de aço presente na seção

mestra e na distribuição de área ao longo da embarcação, de modo que se soubermos

o valor dá área da embarcação numa seção e a área de aço na mesma, podemos

calcular a área de aço em qualquer seção e depois realizar algum procedimento de

integração numérica para obter o volume e, de posse deste dado e das propriedades

do aço, obter o peso leve estimado da embarcação.

Sabendo que a área de aço na seção mestra é de 7,38 m² e a área da embarcação nesta

seção é de 740,597 m² obtemos a seguinte tabela usando a proporcionalidade entre as

áreas ao longo do comprimento da embarcação:

Figura 12.Área do navio ao longo do comprimento (Fonte: Software Maxsurf)

Figura 13. Distribuição da área de aço ao longo do navio (Fonte: Autor)

Figura 14.. Tabela área seção navio X área de aço na seção (Fonte: Autor)

0

2

4

6

8

0 50 100 150 200 250 300

Distribuição da área de aço na embarcação

Dessa forma, por meio do método de integração de Simpson, obteve-se o volume de

1595,68 m³ de aço na embarcação. Considerando o aço ASTM-A131, com massa

específica aproximada de 7,86 ton/m³, e por meio da estimativa do peso da

superestrutura dada por

𝑃𝑠𝑝𝑒 = 160 + 0,00874. 𝐿𝑝𝑝. 𝐵 (𝑡𝑜𝑛); 𝑊𝑎𝑡𝑠𝑜𝑛 𝑒 𝐺𝑖𝑙𝑓𝑖𝑙𝑙𝑎𝑛(1976),

Podemos realizar uma primeira estimativa do peso leve, com base no aço empregado

na seção mestra, por meio da integração numérica. Utilizou-se o método de Simpson

dado por:

𝑉𝑜𝑙. 𝑎ç𝑜 = (1

3) . 𝑠. (1. 𝐴1 + 2. 𝐴2 + 4. 𝐴3 + ⋯ + 4. 𝐴𝑛−1 + 𝐴𝑛), 𝑜𝑛𝑑𝑒

𝑠 − 𝑒𝑠𝑝𝑎ç𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑠𝑒çõ𝑒𝑠

𝐴𝑛 − á𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒 𝑎ç𝑜 𝑑𝑎𝑠 𝑠𝑒çõ𝑒𝑠

Encontramos então, o valor de 12804 toneladas de peso leve da embarcação

considerada na análise, onde 12542,11 toneladas são do navio e 262,24 toneladas são

da superestrutura. Dessa forma, é possível calcular o deadweight da embarcação,

utilizando a diferença entre o volume deslocado pelo peso leve e o volume deslocado

na condição de carregamento. Assim, para a condição de peso leve, 12804 toneladas,

a embarcação desloca um volume de 12490,279 m³ de água e na condição de

carregamento até agora considerada, a embarcação desloca uma quantidade de

160009 m³ de água, resultando em uma diferença de 147518,721 m³. Se utilizarmos

a densidade do óleo bruto como aproximadamente 0,98ton/m³, chegamos ao DWT

de 144568 toneladas. Dado que corrobora a estimativa realizada na análise preliminar

Para o cálculo dos centros de gravidade, utiliza-se ás áreas provenientes dos cortes

transversais, verticais e longitudinais do modelo. Todavia, como a embarcação é

simétrica, não se faz necessário o cálculo do centro transversal da mesma pois devido

à simetria este centro está no eixo da linha de centro. Para o cálculo dos centros

longitudinal e transversal, utiliza-se a seguinte formulação:

Onde Ai é o valor da área longitudinal ou vertical considerada e Xi é posição do corte

realizado.

13. Estabilidade

O cálculo da estabilidade inicial da embarcação foi realizado com base em dois

métodos. O primeiro método foi realizado com base nas formulações de superfície

livre proposta pela NORMAM 01, o segundo método foi realizado com base na

formulação exposta no curso de hidrostática da Universidade de São Paulo.

Para a realização do cálculo, é necessário conhecer a geometria do navio com seus

centros conforme a seguinte figura:

𝐿𝐶𝐺/𝑉𝐶𝐺 =𝛴(𝐴𝑖. 𝑋𝑖)

𝛴𝐴𝑖

Figura 12, Centros da embarcação (Fonte: POLI, USP)

Com base na seguinte fórmula 𝐺𝑀 = 𝐾𝐵 + 𝐵𝑀 − 𝐾𝐺 obtemos o valor de Gm,

distância do centro de gravidade até o metacentro, e com base nele podemos traçar a

curva do Gz0 com base na fórmula 𝐺𝑍 = 𝐺𝑀. 𝑠𝑒𝑛∅. Posteriormente, calculamos os

braços devido à superfície livre e subtraímos o valor do Gz inicial e traçamos a curva

de estabilidade. Em seguida, calcula-se os valores dos braços devido à vento e à

emborcamento e os somamos para obter as energias de restauração e de

emborcamento.

Segundo a NORMAM 01, o momento de superfície livre é dado pela formulação a

seguir. De modo que, de posse do valor do momento de superfície livre, dividimos

este pelo valor do deslocamento total da embarcação e obtemos os braços Gz e então

podemos traçar as curvas de estabilidade.

𝑀𝑠𝑙 = 𝑣. 𝑏. 𝛾. 𝑘. √𝛿

𝑀𝑠𝑙 − 𝑚𝑜𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑝. 𝑙𝑖𝑣𝑟𝑒 𝑡. 𝑚

𝑣 − 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑜 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒 𝑚3

𝑏 − 𝑙𝑎𝑟𝑔𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑜 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒, 𝑚

𝛾 − 𝑝𝑒𝑠𝑜 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑎 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎𝑡

𝑚3

𝛿 =𝑣

𝑏. 𝑙. ℎ (𝑐𝑜𝑒𝑓. 𝑏𝑙𝑜𝑐𝑜 𝑑𝑜 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒)

𝑙 − 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 𝑑𝑜 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒, 𝑚

ℎ − 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑜 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒, 𝑚

𝑘, 𝑞𝑢𝑎𝑛𝑑𝑜 𝑐𝑜𝑡∅ > (𝑏

ℎ) =

𝑠𝑒𝑛∅

12. (1 +

𝑡𝑎𝑛∅2

2) . (

𝑏

ℎ) ,

𝑞𝑢𝑎𝑛𝑑𝑜 𝑐𝑜𝑡∅ < (𝑏

ℎ) =

𝑐𝑜𝑠∅

8. (1 +

𝑡𝑎𝑛∅

𝑏ℎ

) −𝑐𝑜𝑠∅

12. (𝑏ℎ

)2 . (1 + (

𝑐𝑜𝑡∅2

2))

Com base nessa formulação, obtivemos o seguinte gráfico da curva de estabilidade

considerando o efeito de borda livre e tanques à 50% de carregamento:

-4

-2

0

2

0 20 40 60 80 100

Gz X ° (NORMAM 01)

Segundo a formulação proposta pela apostila do curso de hidrostática da Poli (USP),

para calcularmos o efeito de superfície livre, utilizamos a seguinte formulação para

o cálculo do braço de superfície livre 𝐺𝐺1 = (𝐼𝑡𝑎𝑛𝑞

∇) .

𝛾𝑙𝑖𝑞

𝑦𝑎𝑔. 𝑠𝑒𝑛∅ e subtraímos do

valor do Gz inicial para traçar a curva estabilidade.

Figura 13(representação dos braços da embarcação e de superfície livre)

Dessa forma, obtemos o seguinte gráfico para a curva de estabilidade, também para

50% de carregamento dos tanques, segundo a formulação da USP:

Os valores obtidos através das duas formulações são semelhantes, o que corrobora

os dados alcançados. Após esta etapa, calculamos os braços de vento e de guinada e

os somamos para alcançarmos as energias de restauração e de emborcamento.

Segundo a NORMAM 01, o momento de guinada é dado por

𝑀𝑔 =

0,02. 𝑉𝑜2. ∆. (𝐾𝐺 − (𝐻2

))

𝐿 𝑡. 𝑚

𝑉𝑜 − 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑠𝑒𝑟𝑣𝑖ç𝑜 𝑑𝑎 𝑒𝑚𝑏𝑎𝑟𝑐𝑎çã𝑜 (𝑚

𝑠)

∆ − 𝑑𝑒𝑠𝑙𝑜𝑐𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑒𝑚 𝑇

𝐾𝐺 − 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑜 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒, 𝑚

𝐻 − 𝑐𝑎𝑙𝑎𝑑𝑜 𝑚é𝑑𝑖𝑜, 𝑚

𝐿 − 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑎 𝑙𝑖𝑛ℎ𝑎 𝑑′á𝑔𝑢𝑎, 𝑚

Onde o valor obtido foi de 5677,0,51 t.m. Dessa forma, dividindo esse valor pelo

deslocamento da embarcação, o braço encontrado foi de 0,035m.

Para o braço de vento, a NORMAM 01 recomenda a seguinte formulação:

𝑙𝑤1 =𝑃. 𝐴. 𝑍

∆ 𝑜𝑛𝑑𝑒,

𝑃 = 0,0514𝑡

𝑚2

-6

-4

-2

0

2

0 20 40 60 80 100

Gz X °

𝐴 − á𝑟𝑒𝑎 𝑣é𝑙𝑖𝑐𝑎 𝑙𝑎𝑡𝑒𝑟𝑎𝑙

∆ − 𝑑𝑒𝑠𝑙𝑜𝑐𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜, 𝑡

𝑙𝑤2 = 1,5. 𝑙𝑤1

Dessa forma, os valores de lw1 e lw2 são respectivamente 0,019 e 0,02. Assim, o

gráfico final de estabilidade fica:

14. Integração casco-hélice

O procedimento de integração casco-hélice procura estabelecer o melhor perfil e

geometria do propulsor para uma dada embarcação. Esse procedimento ocorre por

meio da análise do escoamento do fluido, causado pelo casco do navio, até este chegar

no propulsor. O objetivo é encontrar o perfil de hélice mais eficiente, dentro de uma

dada série, para que o máximo de potência entregue pelo motor seja convertida em

energia propulsiva.

Uma série de fatores secundários também devem ser levados em consideração no

dimensionamento do hélice, como por exemplo a cavitação. Este, é um fenômeno que

ocorre devido ao gradiente de pressão existente no perfil do propulsor durante sua

operação. Nas regiões de maior velocidade, no propulsor, ocorre uma grande

diminuição de pressão do fluido e tal fato faz com que se formem bolhas de ar nas

proximidades do perfil. No decorrer da trajetória do fluido pelo perfil do propulsor

essa pressão aumenta pois a velocidade do fluido começa a diminuir. Com essa

diminuição de pressão, as bolhas de vapor criadas implodem e ao implodir próximo

ao propulsor causam danos à sua estrutura, afetando assim a eficiência do hélice tanto

devido ao comprometimento estrutural quanto devido à perturbações no regime do

fluido.

O procedimento de cálculo é apresentado a seguir:

1. Cálculo do coeficiente de esteira:

2. Cálculo do coeficiente redutor de força propulsiva:

-6

-4

-2

0

2

0 20 40 60 80 100

curva de estabilidade

Série1 braço de guinada braços lw1

braço lw2 soma dos braços

𝑁ℎ − 𝑛° 𝑑𝑒 ℎé𝑙𝑖𝑐𝑒𝑠 𝐶𝑏 − 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑏𝑙𝑜𝑐𝑜

𝛻 − 𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑙𝑜𝑐𝑎𝑑𝑜 𝐻 − 𝑐𝑎𝑙𝑎𝑑𝑜

𝑇𝑤 − 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒çã𝑜

𝑤 = 0,11 + (0,16

𝑁ℎ) . 𝐶𝑏𝑁ℎ. (

𝛻13

0,7. 𝐻)

12

− 𝑇𝑤

mono-hélice

𝑡 = 0,6. 𝑤. (1 + 0,67. 𝑤)

3. Esboço da curva Ktc-J com base nos valores de J do gráfico da série e com base na

seguinte formulação para o Ktc:

4. Análise da geometria que apresentar o melhor rendimento com base nos

resultados alcançados da curva plotada.

No presente caso, foi utilizado o software Autocad para estimar os valores de eficiência e “J”

obtidos do gráfico da série B-troost. Dessa forma, os valores obtidos são:

Passo 5 - melhor rendimento para uma dada série

Série n° rotações

(N° pás. Ae/Ao) ƞ novo j novo Ktc Hz RPM P/D

4.40 0,3933 0,3055 0,240438 1,785809 107,1485 0,8

4.45 0,3899 0,3066 0,242172 1,779402 106,7641 0,8

4.50 0,3865 0,3077 0,243913 1,773041 106,3825 0,8

4.55 0,3864 0,3087 0,245501 1,767297 106,0378 0,8

4.60 0,3803 0,3086 0,245342 1,76787 106,0722 0,8

4.65 0,3846 0,3104 0,248212 1,757618 105,4571 0,8

4.70 0,3819 0,3109 0,249013 1,754792 105,2875 0,8

4.75 0,3792 0,3112 0,249494 1,7531 105,186 0,8

4.80 0,3759 0,3123 0,25126 1,746925 104,8155 0,8

Assim, e possível observar que na presente análise o melhor hélice é o que apresenta a eficiência

de 39,33% a uma rotação de 107 RPM, e apresenta a geometria de 8,5 metros de diâmetro, P/D

igual a 0,8 e Ae/Ao igual a 0,4.

Posteriormente a essa análise, é necessário realizar a análise de cavitação para verificação da

real eficiência deste hélice. Dentro da análise de cavitação no hélice, utiliza-se como base o

diagrama de Burril. Este, apresenta curvas que representam níveis de cavitação no dorso do

propulsor de acordo com dois eixos, sigma e tal, que representam quantidades variáveis de

acordo com a geometria do hélice. As formulações utilizadas e os resultados alcançados são

apresentados a seguir:

Série Vr q Ae Ap (sigma) (tal) cavitação

4.40 33,7018 582102 22,69801 20,0605 0,382 0,3513 >30%

4.45 33,5831 578011,5 25,53526 22,56806 0,385 0,3145 >30%

4.50 33,4654 573964,9 28,37251 25,07562 0,388 0,2851 25%

Ktc =Rt

𝜌. 𝐷2. (1 − 𝑡). 𝑣2. (1 − 𝑤)2. J²

𝝈 = 𝑷𝒂 − 𝑷𝒗𝒒

𝑃𝑎 = 𝑃𝑎𝑡𝑚 + 𝜌𝑔(𝐻 − 𝐸) 𝑞 = 0,5. 𝜌. 𝑉𝑟²

𝑉𝑟 = (𝑉𝑎2 + (0,7. 𝜋. 𝑛. 𝐷)2)1

/2

𝐻 − 𝑐𝑎𝑙𝑎𝑑𝑜 𝑑𝑒 𝑜𝑝𝑒𝑟𝑎çã𝑜 𝐸 − 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑜 𝑏𝑜𝑠𝑠𝑜 à 𝐿𝐵 𝑛 − 𝑟𝑜𝑡𝑎çã𝑜 𝑑𝑜 𝑒𝑖𝑥𝑜(𝐻𝑧) 𝐷 − 𝑑𝑖â𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑜 ℎé𝑙𝑖𝑐𝑒

𝝉 =𝑻

𝑨𝒑. 𝒒

𝑇 =𝑅𝑡

1 − 𝑡

𝐴𝑝 = 𝐴𝑒(1,067 − 0,229 (𝑃

𝐷))

𝑞 = 0,5. 𝜌. 𝑉𝑟²

4.55 33,3591 570323,6 31,20976 27,58319 0,39 0,2608 16%

4.60 33,3697 570686,2 34,04701 30,09075 0,39 0,2389 11%

4.65 33,1799 564214 36,88426 32,59831 0,394 0,2231 10%

4.70 33,1276 562436,1 39,72151 35,10587 0,396 0,2078 8%

4.75 33,0963 561373,5 42,55876 37,61343 0,396 0,1943 7%

4.80 32,982 557503,4 45,39601 40,121 0,399 0,1834 6%

Dessa forma, adotando o critério de cavitação máxima como 7%, vemos que o propulsor que

melhor atende as necessidades é o da série 4.75. Assim, para o presente caso, o propulsor

selecionado é da série B-troost, com 4 pás, Ae/Ao igual a 0.75, diâmetro de 8.5 metros, rotação

de 105 RPM, eficiência de 37 por cento, P/D igual a 0,8 e cavitação de 7%.

Adotando o motor do modelo S80MC-MAN-B&W, com 22497,42 KW (BHP) que opera à baixa

rotação, 91 rpm, vemos que não será necessário uma caixa reversora pois a rotação de saída do

motor é da ordem da rotação requerida pelo propulsor. Por meio do software PropCad, temos

que o modelo 3d do propulsor sugerido será:

Figura 14 Modelo do propulsor proposto, renderizado no software Propcad (Fonte: Autor)

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Objetivo e motivação 1. Análise de mercado · Curso: Engenharia Naval ... de dados de armadores...

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