Universitatea Dunărea de Jos din Galaţi [307069]
Universitatea „Dunărea de Jos” din Galați
Școala doctorală de inginerie
TEZĂ DE DOCTORAT
CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR ÎN CONTEXTUL REGLEMENTĂRILOR INTERNAȚIONALE ȘI NAȚIONALE
Seria I6 Nr….
GALAȚI
2015
Universitatea „Dunărea de Jos” din Galați
Școala doctorală de inginerie
TEZĂ DE DOCTORAT
CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR ÎN CONTEXTUL REGLEMENTĂRILOR INTERNAȚIONALE ȘI NAȚIONALE
Doctorand: [anonimizat]. Dumitru LUPAȘCU
Seria I6 Nr….
GALAȚI
2015
CUVĂNT ÎNAINTE
Desfășurarea activității de doctorand: [anonimizat] „Dunărea de Jos” [anonimizat] a domnului Prof. dr. ing. [anonimizat], care mi-a acordat-o în această activitate de pregătire profesională și de cercetare ce mi-a permis să definitivez această teză.
Mulțumesc cadrelor didactice ale Universității „Dunărea de Jos” [anonimizat] m-[anonimizat].
Aduc mulțumirile mele referenților științifici domnul Prof. dr. ing. pentru efortul și răbdarea de a [anonimizat].
[anonimizat]. . [anonimizat] a elaborării tezei de doctorat.
Îi sunt profund recunoscător domnului Prof. dr. ing. . Mircea MODIGA pentru contribuția științifică la pregătirea mea profesională și elaborarea acestei teze.
[anonimizat]. . [anonimizat].
Mulțumesc cadrelor didactice din Catedrada de Rezistența Materialelor a Universității „Dunărea de Jos” pentru implicarea lor în activitatea mea de doctorand.
Mulțumesc tuturor celor care au fost alături de mine și m-au încurajat și susținut moral în această perioadă.
Imi exprim recunoștință și mulțumesc familiei pentru înțelegerea care mi-a arătat-o.
[anonimizat], care prin imense eforturi și sacrificii, m-au crescut și susținut să devin un bun cetățean.
CUPRINS
SIGURANȚA DE CONSTRUCȚIE PREVĂZUTĂ ÎN REGLEMENTĂRILE INTERNAȚIONALE ȘI NAȚIONALE 12
1.1 Importanța siguranței de construcție a navelor 12
1.2 Reglementări internaționale și naționale privind siguranța de construcție a navei 18
1.3 Siguranța de construcție a navelor în faza de proiectare 21
1.4 Siguranța de construcție a navelor în timpul construcției 23
1.5 Siguranța de construcție a navelor în exploatare 24
2 INSTRUMENTE ELEBORATE ȘI UTILIZATE PENTRU ANALIZĂ SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR 26
2.1 Generalități 26
2.2 Program de calcul a eforturilor secționale generale și a liniei elastice a [anonimizat] 26
2.2.1 Obiectul și destinația programului 26
2.2.2 Metoda de calcul aplicată 26
2.2.3 Descrierea algoritmului de calcul 37
2.2.4 Testarea programului 38
2.3 Program de calcul a eforturilor secționale suplimentare din corpul navei la navigația pe valuri din prova 39
2.2.1 Obiectul și destinația programului 39
2.2.2 Metoda de calcul aplicată 40
2.3.3 Descrierea algoritmului de calcul 52
2.4 Program de calcul a caracteristicilor geometrice ale secțiunilor transversale ale corpului navelor în stare intactă sau avariată 52
2.4.1 Obiectul și destinația programului 52
2.4.3 Descrierea algoritmului de calcul 68
2.5 Program de calcul a eforturilor secționale ultime din corpului navelor în stare intactă sau avariată 68
2.5.1 Obiectul și destinația programului 68
2.5.2 Metoda de calcul aplicată 68
2.6 Program de calcul la torsiune a navelor în stare intactă sau avariată 73
2.6.1 Obiectul și destinația programului 73
2.6.2 Metoda de calcul aplicată 73
2.6.3 Descrierea algoritmului de calcul 73
2.7 Program de calcul a vibrațiilor generale ale a navelor în stare intactă sau avariată, induse de valuri 74
2.7.1 Obiectul și destinația programului 74
2.6.2 Metoda de calcul aplicată 74
2.6.3 Descrierea algoritmului de calcul 74
2.8 Program de calcul a stabilității intacte și de avarie a navelor la așezarea statică în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val 74
2.8.1 Obiectul și destinația programului 74
2.8.2 Metoda de calcul aplicată 74
2.2.3 Descrierea algoritmului de calcul 78
2.8.4 Utilizarea programului 78
3 CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME PRIVIND REZISTENȚA GENERALĂ A CORPULUI ÎN STARE INTACTĂ SAU AVARIATĂ 84
3.1 Generalități 84
3.2 Propunere de îmbunătățire a metodei IACS de determinare a eforturilor sectionale din corpul navelor maritime induse de valuri bazată pe analiza acestor eforturi la așezarea cvasi-statică a navei pe val 84
3.2.1 Prezentarea metodei IACS 84
3.2.2 Verificarea metodei IACS de determinare a eforturilor sectionale din corpul navelor maritime induse de valuri bazată pe analiza acestor eforturi la așezarea cvasi-statică a navei pe val 86
3.2.3 Verificarea metodei IACS la un cargou de mărfuri generale de 1500 tdw 86
3.2.4 Verificarea metodei IACS la un vrachier de 6500 tdw 91
3.2.5 Concluzii și propuneri 95
3.3 Îmbunătățirea siguranței de construcție a navelor maritime avariate 101
3.3.1 Prezentarea criteriilor aplicabile în prezent 101
3.3.2 Îmbunătățire siguranței de construcție a navelor maritime avariate prin analiza deterministă concomitentă a rezistenței generale și a flotabilității și stabilității 102
3.3.3 Verificarea rezistenței generale ultime a navelor maritime cu deschideri mariîn punți, avariate 103
3.3.4 Îmbunătățire siguranței de construcție a navelor maritime avariate prin analiza probabilistică a rezistenței generale Error! Bookmark not defined.
5 CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME PRIVIND REZISTENȚA LA OBOSEALĂ A CORPULUI 113
5.1 Generalități 113
5.2 Propunere de reducere a sarcinilor cauzate de slamming prin balastarea picului prova 113
6 CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME PRIVIND STABILITATEA INTACTĂ ȘI DE AVARIE 115
6.1 Generalități 115
6.2 Propunere de îmbunătățire a criteriilor de analiză a stabilitățiiintacte 115
6.3 Propunere de îmbunătățire a criteriilordeterministe de analiză a stabilitățiide avarie 117
6.4 Propunere de îmbunătățire a criteriilorprobabilistice de analiză a stabilitățiide avarie 118
6.5 Propunere de îmbunătățire a criteriului de analiză a stabilitățiiintacte și de avarie a unităților de foraj marin autoridicătoare 119
7 CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA CRITERIULUI GLOBAL PROBABILISTIC DE SIGURANȚĂ DE CONSTRUCȚIEA NAVELOR MARITIME PENTRU ASIGURAREA CONCOMITENTĂ A REZISTENȚEi GENERALE ȘI A STABILITĂȚII ÎN CONDIȚII DE AVARIE A CORPULUI 138
7.1 Generalități 138
7.2 Propunere de îmbunătățire a criteriilor de analiză a stabilitățiiintacte 138
8 CONCLUZIILE GENERALE, CONTRIBUȚII ORIGINALE ȘI PERSPECTIVE 141
Listă lucrări publicate și prezentate 142
Bibliografie 143
INTRODUCERE
Siguranța de construcție a navelor este un obiectiv central în preocupările tuturor factorilor implicati în construcția și exploatarea navelor, de acest obiectiv depinzând integritatea navelor, viața echipajelor și a pasagerilor, asigurarea mărfurilor transportate,protejarea mediului. Siguranța de construcție se realizează prin îndeplinirea unor cerințe tehnice din reglementări internaționale și naționale în toate fazele de existență a navei, de la proiectare, construcție, exploatare si până la casare.
De aceea prezenta lucrare, are drep scop, analizarea unora dintre cerințele tehnice privind siguranța de construcție a navelor, prevăzute de principalele reglementări internaționale și naționale și în urma unor cercetări teoretice și de laborator, să facă propuneri de îmbunătățire a acestor cerințe. și prin aceasta să contribuie la progresul tehnic în domeniu.
Lucrarea este structurată pe 8 capitole în care sunt prezentate stadiul actual al cerințelor tehnice și metodelor de calcul, precum și noutățile și contribuțiile proprii ale autorului, după caz, astfel :
Introduction
Notații și abrevieri
g) Listă figuri. Listă tabele;
Lista figuri
Fig. 1.1.1 – Obiectivele IMO prezentate într-o abordare unitară 12
Fig. 1.1.2 – Organizarea sistemului de standarde bazat pe obiective (GBS) 13
Fig. 1.1.3 – Vrachierul EUROBULKER-X după ruperea din 02.septembrie.2000, în timpul încărcării cu ciment în portulLefkandi din Grecia [8] 14
Fig. 1.1.4 – Tancul petrolier ERIKA după ruperea din 12.decembrie1999, la60 mile de coastaBritanică [9] 15
Fig. 1.1.5 – Tancul petrolier PRESTIGE după ruperea din 13.noiembrie.2002, la 30 mile de coasta de nord-est a Spaniei[10] 15
Fig. 1.1.6 – Cargoul DENEB rasturnat în portul Algeciras (Spania) pe 11 iunie 2011[19] 17
Fig. 1.1.7 – Curba de stabilitate pentru cargoul DENEB la răsturnare[19] 17
Fig. 2.2.1 – Sistemul de axe față de care se raportează suprafața corpului 26
Fig. 2.2.2 – Suprafeța corpului formată de cuple teoretice definite prin puncte 27
Fig. 2.2.4 – Starea de echilibru a navei 29
Fig. 2.2.5 – Aria imersă la o cuplă teoretică 30
Fig. 2.2.6 – Nava așezată pe creastă de val 32
Fig. 2.2.7 – Nava așezată pe gol de val 32
Fig. 2.2.8 – Deformația corpului navei în plan vertical 34
Fig. 2.2.9 – Corpului navei discretizat în grinzi elementare 34
Fig. 2.2.10 – Sarcini, eforturi și deformații într-o grindă elementară 35
Fig. 2.2.11 – Convenția de semne pentru eforturi secționale conform IACS 35
Fig. 2.3.1 Așezarea dinamică a navei pe val 40
Fig. 2.4.1 – Secțiune transversala prin corpul unei nave în stare intactă (vedere din pupa) 53
Fig. 2.4.2 – Secțiune transversala prin corpul unei nave în stare avariată (vedere din pupa) 54
Fig. 2.4.3 – Numerotarea nodurilor și a plăcilor (vedere din prova) 56
Fig. 2.4.5 – Numerotarea profilelor (vedere din prova) 57
Fig. 2.4.5 – Numerotarea celulelor (vedere din prova) 58
Fig. 2.8.1 – Brate de stabilitate de formă și de redresare 77
Fig. 3.2.2 – Planul transversal de forme al cargoului de 15000 tdw analizat 88
Fig. 3.2.3 – Distribuția de greutăți a cargoului de 15000 tdw analizat 88
Fig. 3.2.4 – Eforturi secționale suplimentareîn corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 89
Fig. 3.2.5 – Eforturi secționale suplimentareîn corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de valîmpreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 90
Fig. 3.2.6–Vrachier de 65000 tdw analizat 92
Fig. 3.2.7 – Planul transversal de forme al vrachierului de 65000 tdw analizat 92
Fig. 3.2.8 – Distribuția de greutăți a vrachierului de 65000 tdw analizat 92
Fig. 3.2.9 – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachieruluide 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de valîmpreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 93
Fig. 3.2.9 – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de valîmpreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 94
Fig. 3.2.10 – Eforturi secționale suplimentareîn corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 97
Fig. 3.2.11 – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 98
Fig. 3.2.12 – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 99
Fig. 3.2.13 – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 100
Fig. 3.3.1 – Extinderea avariei cauzată de coliziune 102
Fig. 3.3.2 – Extinderea avariei cauzată de eșuare 102
Fig. 3.3.3[66] Dimensiunille și amplasarea avariilor Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.4 [67]– Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin coliziune Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.5 [67]– Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.6 [67]– Înălțimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.7 [67]– Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune Error! Bookmark not defined.
Fig.4.62 – Regresia lungimii adimensionale a avariei funcție de poziția în lungul navei Error! Bookmark not defined.
Fig.4.63 – Regresia adâncimii adimensionale a avariei funcție de lățimea navei Error! Bookmark not defined.
Fig.4.64 – Regresia adâncimii adimensionale a avariei funcție de lungimea adimensională a avariei Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.8 [67]– Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin eșuare Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.9 [67]– Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.10 [67]– Lățimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare Error! Bookmark not defined.
Fig. 3.3.11 [67]– Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare Error! Bookmark not defined.
Fig.24 – Regresia lungimii adimensionale a avariei funcție de lungimea navei Error! Bookmark not defined.
Fig.25 – Regresia lungimii adimensionale a avariei funcție de poziția în lungul navei Error! Bookmark not defined.
Fig.26 – Regresia adâncimii adimensionale a avariei funcție de lățimea navei Error! Bookmark not defined.
Fig.27 – Regresia adâncimii adimensionale a avariei funcție de lungimea adimensională a avariei Error! Bookmark not defined.
Fig. 28 – Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin eșuare Error! Bookmark not defined.
Fig. 29 – Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare Error! Bookmark not defined.
Fig. 6.5.1 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității intacte conform HSE 120
Fig. 6.5.2 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității de avarie conform HSE 121
Fig. 6.5.3 Așezarea dinamică a platformei pe val 122
Fig. 6.5.4 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității de avarie 126
după criteriile propuse 126
Fig. 6.5.4 Diagrama unghiului de ruliu funcție de inălțimea valului H și de înălțimea metacentrică GM la platforma analizată în condiții date 128
Fig. 6.5.5 Diagrama unghiului de ruliu funcție de inălțimea valului H și de înălțimea metacentrică GM la platforma analizată în condiții de rezonanță 128
Fig. 6.5.6 Diagrama de analiză a stabilității de avarie a platformei analizate (=3.83) 129
Fig. 6.5.6 Diagrama de analiză a stabilității de avarie a platformei analizate (=3.83) 130
Fig. 6.5.7 Diagrama de analiză a stabilității de avarie a platformei analizate (=2.84) 132
Fig. 6.5.8 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității intacte 133
după criteriul propus 133
Fig. 6.5.9 Diagrama de analiză a stabilității intacte a platformei analizate (=1.92) 134
Fig. 6.5.10 Diagrama de analiză a stabilității intacte a platformei analizate (=1.63) 136
Fig. 6.5.11 Diagrama de analiză a stabilității intacte a platformei analizate (=1.41) 137
Lista tabele
Tabel 2.2.1 – Valorile eforturilor secționale suplimentare induse de valuri calculate manual 38
Tabel 2.2.2 – Valorile eforturilor secționale suplimentare induse de valuri calculate prin program 38
Tabel 2.2.3 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de program la așezarea pe val cosinusoidal 39
Tabel 2.2.4 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de program la așezarea pe val trohoidal 39
Tabel 2.8.1 – Rezultatele calculului de stabilitate intactă pentru un cargou de 2200 tdw conform Convenției SOLAS 79
Tabel 2.8.2 – Curba KGcritpentru un cargou de 2200 tdw conform Convenției SOLAS. 81
Tabel 2.8.3 – Rezultatele unui calcul de stabilitate de avarie pentru un tanc chimic conform Convenției MARPOL și Codului IBCpentru un tanc de 5400 tdw. 82
Tabel 2.8.3 – Rezultatele unui calcul de stabilitate de avarie pentru un tanc chimic conform ADN pentru un tanc de 5400 tdw. 83
Tabel 3.2.3 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru cargoul de 15000 tdw 87
Tabel 3.2.4 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru vrachierul de 65000 tdw 91
Tabel 3.2.5 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri aplicând metoda IACS revizuită pentru cargoul de 15000 tdw 96
Tabel 3.2.5 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri aplicând metoda IACS revizuită pentru vrachierulul de 65000 tdw 96
1. SIGURANȚA DE CONSTRUCȚIE PREVĂZUTĂ ÎN REGLEMENTĂRILE INTERNAȚIONALE ȘI NAȚIONALE
1.1 Importanța siguranței de construcție a navelor
Prezenta lucrarea își propune, ca in urma unei analize a unora din cerințele privind siguranța de construcție a navelor, din principalele reglementări internaționale și naționale și în urma unei activități de cercetare teoretică și de laborator, să contribuie la îmbunătățirea acestora.
Importanța respectivelor cerințe este subliniată de faptul că unul din obiectivele importante ale Organizației Maritime Internațională (IMO) (fig. 1.1.1) și ale altor organisme internaționale este siguranța navelor în vederea exploatării lor fără pierderi umane sau materiale și fără poluarea mediului.
Fig. 1.1.1 – Obiectivele IMO prezentate într-o abordare unitară
Această siguranța include ca element esențial, siguranța de construcție, ce se realizează printr-un ansamblul de activități, desfășurate de cercetători, proiectanți și constructori conform reglementărilor internaționale, regulilor societaților de clasificare și normelor tehnice ale autorităților navale privind construcția corpului, compartimentarea și stabilitatea, construcția mașinilor și instalațiilor, protecția împotriva incendiilor.
În 2002, reprezentanții statelor Bahamas și Grecia, care au un număr mare de nave sub pavilionul lor, au făcut propunerea ca IMO să-și exercite atribuțiile prin standarde de construcție a navelor bazate pe obiectivele sale prezentate în fig. 1.1.1.
Propunerea a fost acceptată și până în prezent s-a realizat sub egida IMO un sistem internațional de standarde de construcție pentru vrachiere și petroliere bazat pe obiective (GBS) [1], organizat pe 5 nivele așa cum sunt prezentate in fig. 1.1.2, urmând să se să ia în considerare extinderea sistemului și la alte tipuri de nave și domenii de siguranță.
Primele trei nivele au fost realizate în cadrul IMO, adoptându-se prin Rezoluția MSC 296(87) [2], liniile directoare pentru verificarea conformității cu GBS și prinRezoluția MSC 290(87) [3],noile reguli II-1/2.28 și II-1/3-10 din Convenția SOLAS [4], iar nivelele IV și V au fost realizate de Asociația Internațională a Societăților de Clasificare (IACS) prin elaborarea Regulilor structurale comune pentru vrachiere și petroliere cu corp dublu [5], însă procesul de dezvoltare și perfecționare a celor 5 niveluri, este continuu în pas cu progresul tehnic și nevoile transportului maritim.
Dintre efectele aplicării unui astfel de sistem, pot fi menționate :
realizarea obiectivelor IMO în mai mare măsură;
dezvoltarea și perfecționarea regulilor și reglementărilor și nu a navelor individual;
uniformizarea cerințelor din regulile și standardele după care se realizează aceste obiective, simplificând activitățile de proiectare, construcție sau operare a navelor, precum și transferul acestora de la un pavilion la altul sau de la o clasă la alta;
promovarea competitivității tehnice într-un sistem de criterii bine definite bazate pe teoria riscului, acceptate la nivel internațional ;
acceptarea de soluții alternative de un nivel de siguranță echivalent celui prescris ;
posibilitatea verificării navelor individual prin aprobarea documentației de proiectare, supravegherea în timpul construcției și supravegherea în exploatare ;
exploatarea navelor în condiții de siguranță pe toată perioada de exploatare.
Fig. 1.1.2 – Organizarea sistemului de standarde bazat pe obiective (GBS)
În mod similar, se are în vedere, siguranța de construcție a navelor de navigație interioară, aceasta fiind reglementată prin reglementările organismelor internaționale cum sunt Comisia Dunării, Comisia Rinului, CEE-ONU, Comisia Europeană etc., precum și prin regulile autorităților navale și societăților de clasificare.
În cele prezentate mai sus, termenul ”siguranța de construcție a navei” s-a referit la rezistența structurală, însă lucrarea analizează și siguranța de construcție a navei privind flotabilitatea și stabilitatea intactă și de avarie.
Un nivel mai scăzut al siguranței de construcție, poate duce la pierderi și pagube materiale, la pierderi de vieți omenești sau la dezastre ecologice.
Astfel, spre exemplu, în perioada 1966 – 1985, se pierdeau anual peste 300 de nave [6], însă după această perioadă, numărul pierderilor a început să scadă continuu odată cu perfecționarea reglementărilor tehnice, în special prin introducerea noilor cerințe unificate de rezistenă longitudinală IACS, a noilor cerințe IMO de stabilitate intactă și de avarie din SOLAS, prin adoptarea Convenției MARPOL și a înăspririi controalelor întreprinse de autoritățile portuare ale statelor (PSC), ajungându-se ca după 2000 navele pierdute anual să fie sub 170 adică sub 0,2%, iar dupa 2010 sub 120 [7].
Dintre navele pierdute, o pondere semnificativă o aveau vrachierele și petrolierele, parte din ele frângându-se prin colapsul elementelor structurale longitudinale ale corpului și ruperea acestuia în două părți, așa cum se poate vedea în fig. 1.1.3, 1.1.4 și 1.1.5.
Fig. 1.1.3 – Vrachierul EUROBULKER-X după ruperea din 02.septembrie.2000, în timpul încărcării cu ciment în portulLefkandi din Grecia [8]
Fig. 1.1.4 – Tancul petrolier ERIKA după ruperea din 12.decembrie1999, la60 mile de coastaBritanică [9]
Fig. 1.1.5 – Tancul petrolier PRESTIGE după ruperea din 13.noiembrie.2002, la 30 mile de coasta de nord-est a Spaniei[10]
Studiile efectuate au arătat că pierderile cauzate de ruperea corpului depind probabilistic de următorii factori:
de vechimea navei, crescând odată cu aceasta ;
de tipul de marfă , crescând odată cu densitate acesteia ;
de ruta aleasă, cele mai periculoase fiind rutele din Orientul Îndepărtat și din Atlanticul de Nord ;
de tipul materialului utilizat, oțelurile de înaltă rezistență crescând riscul ca nava să fie pierdută pentru că sunt mai predispuse la coroziune, au un ados mai mic de coroziune, și asigură o elasticitate mai mare corpului, favorizând apariția fenomenului de «springing», adică apariția vibrațiilor generale ale navei induse de valuri, care o solicită suplimentar și-i slăbește rezistența la oboseală.
Pentru reducerea acestor pierderi alarmante, IMO a adoptat o serie de măsuri urgente dintre care mai importante au fost :
– adoptarea pe 11 noiembrie 1988 a Protocolul din 1988 la Convenția privind Liniile de Încărcare din 1966 [11];
adoptarea pe 4 noiembrie 1993 a Rezoluției IMO A.744(18) privind sistemul intensificat de inspecții aplicabil vrachierelor și petrolierelor [12];
adoptarea pe 23 noiembrie 1995 a Rezoluției IMO A.787(19) privind atribuțiile PSC [13];
adoptarea pe 27 noiembrie 1997 a capitolului XII din Convenția SOLAS privind măsuri suplimentare de siguranța pentru vrachiere[4];
adoptarea pe 27 noiembrie 1997 a Codului pentru încărcarea și descărcarea în siguranță a vrachierelor (Codul BLU) (Rezoluția IMO A.862(20))[14].
Finalizarea in 1998 a raportului privind scufundarea vrachierului Derbyshire[15], a determinat IMO, să întreprindă noi studii de îmbunătățire a cerințelor din convențiile sale, astfel că în decembrie 2002 a amendat Convenția SOLAS, introducând noi cerințe în capitolul XII referitor la vrachiere, iar în decembrie 2004, capitolul XII din SOLAS este revizuit din nou și se introduc cerințe pentru vrachierele cu dublu înveliș. De asemenea după această dată au mai fost adoptate următoarele documente :
pe 3 decembrie 2004 Codul pentru transportul în siguranță a mărfurilor în vrac (Codul BC) (Rezoluția MSC.193(73)[16];
pe 4 decembrie 2008 Codul pentru transportul în siguranță a mărfurilor în vrac (Codul IMSBC) (Rezoluția MSC.268(85)[17];
pe 30 noiembrie Codul internațional din 2011 privind programul intesificat de inspecții efectuate cu ocazia vizitelor la vrachiere și petroliere (Codul ESP 2011) (Rezoluția A.1049(27)) [18].
Analizând condițiile în care s-au pierdut atât vrachiere cât și petroliere prin frângerea corpului în două, este evident că acestea s-au scufundat pentru că structura lor longitudinală a avut o rezistența generală slăbită și a cedat la solicitările datorate distribuției mărfurilor la bord și condițiilor de navigație.
Un exemplu de nerespectare a criteriilor privind stabilitatea intactă îl constituie cazul cargoului DENEB, care s-a răsturnat în timpul operațiunilor de încărcare cu containere în portul Algeciras (Spania) pe 11 iunie 2011 (fig. 1.1.6), ca urmare a aplicării unui cargoplan bazat pe utilizarea unor date eronate așa cum rezultă din diagrama de stabilitate din fig. 1.1.7.
Fig. 1.1.6 – Cargoul DENEB rasturnat în portul Algeciras (Spania) pe 11 iunie 2011[19]
Fig. 1.1.7 – Curba de stabilitate pentru cargoul DENEB la răsturnare[19]
Negru – curba conform datelor primite de la terminal
Verde – curba conform datelor primite de la armatorul navei
Roșu – curba conform datelor stabilite în urma măsurătorilor
efectuate după eveniment
Ca urmare, analiza siguranței de construcție a navelor, este extrem de importantă, și trebuie să se desfășoară pe întreaga lor existență începând din faza de proiectare, continuând în timpul constucției și apoi prin verificări sistematice pe toată durata de exploatare.
1.2 Reglementări internaționale și naționale privind siguranța de construcție a navei
Siguranța de construcței a navelor maritime se realizează prin aplicarea cerințelor privind rezistența generalași locala, precum și flotabilitatea si stabilitateadin reglementărileinternaționale și naționale.
Pe plan internațional, sunt în vigoare următoarele reglementări elaborate IMO:
.1 Convenția internațională din 1974 pentru ocrotirea vieții omenești pe mare, încheiată la Londra la 1 noiembrie 1974, modificată de protocoalele din 1978 și 1988, precum și de amendamente[4];
.2 Convenția internațională asupra liniilor de încărcare, încheiată la Londra la 5 aprilie 1966, modificată de protocolul din 1988, precum și de amendamente[20];
.3 Convenția internațională din 1973 pentru prevenirea poluării de către nave, așa cum a fost modificată prin Protocolul din 1978 referitor la aceasta (MARPOL 73/78) împreună cu Protocolul din 1997 privind amendarea convenției (MARPOL PROT 1997), așa cum au fost amendate [21];
.4 Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 1994 (Codul HSC 1994), modificat de amendamente [22];
.5 Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 2000 (Codul HSC 2000), modificat de amendamente [23];
.6 Codul pentru efectuarea în siguranță a transportului mărfurilor și persoanelor de către navele de aprovizionare (Codul OSV), modificat de amendamente [24];
.7 Codul de siguranță pentru nave cu destinație specială (Codul SPS), modificat de amendamente [25];
.8 Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1979), modificat de amendamente [26];
.9 Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1989), modificat de amendamente [27];
.10 Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 2009), modificat de amendamente [28];
.11Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al gazelor lichefiate (Codul IGC), modificat de amendamente [29];
.12Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase (Codul IBC), modificat de amendamente [30];
.13 Codul pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase, (Codul BCH), modificat de amendamente [31];
.14Rezoluția MEPC.94(46) – Sistemul de evaluare a stării navei, modificat de amendamente [32];
.15Codul internațional pentru transportul în siguranță al combustibilului nuclear iradiat, plutoniului și deșeurilor cu nivel ridicat de radioactivitate, în formă ambalată (Codul INF), modificat de amendamente [33];
.16Codul maritim internațional pentru mărfuri solide în vrac (Codul IMSBC), modificat de amendamente [17];
.17Norme de calcul al dimensiunilor peretelui transversal etanș, gofrat vertical, dintre cele două magazii de marfă situate cel mai în prova și Norme de calcul al cantității admisibile de marfă din magazia situată cel mai în prova [34];
.18Rezoluția MSC.168(79) – Standarde și criterii aplicabile construcției bordajului vrachierelor cu simplu bordaj [35];
.19Rezoluția MSC.169(79) – Standarde pentru proprietarii de nave cu privire la inspecția și întreținerea capacelor gurilor de magazie de la vrachiere [36];
.20Rezoluția MSC.287(87) – Standarde internaționale pentru construcția navelor bazate pe obiectivele aplicabile vrachierelor și petrolierelor[1];
.21Codul internațional din 2011 privind programul intensificat de inspecții efectuate cu ocazia inspecțiilor la vrachiere și petroliere (Codul ESP 2011)[18];
.22Codul internațional pentru transportul în siguranță al cerealelor în vrac [37];
.23Codul de reguli practice de siguranță din 2011 pentru navele care transportă încărcături de lemn pe punte (Codul TDC 2011) [38];
.24Codul IS 2008 – Codul internațional din 2008 privind stabilitatea navei în starea intactă [39];
.25 Directiva 2009/45/CE a Parlamentului European și a Consiliului din 6 mai 2009 privind normele și standardele de siguranță pentru navele de pasageri, modificată de amendamente [40];
.26 Directiva 97/70/CE a Consiliului din 11 decembrie 1997 referitoare la stabilirea unui regim armonizat de siguranță pentru navele de pescuit cu lungimea de 24 m sau mai mare, modificată de amendamente [41];
Aceste reglementări internaționale prevăd ca navele maritime să fie proiectate, construite și întreținute în conformitate cu regulile de construcție și clasificare a navelor maritime ale unei societăți de clasificare care este recunoscută de Administrație sau după normele naționale echivalente ale Administrației.
In Uniunea Europeană (UE) și implicit în România, sunt recunoscute următoarele societăți de clasificare, membre IACS.
American Bureau of Shipping
Bureau Veritas
China Classification Society
Croatian Register of Shipping
Det Norske Veritas – Germanisher Lloyd
Indian Register of Shipping
Korean Register of Shipping
Lloyd’s Register
Nippon Kaiji Kyokai
Polish Register of Shipping
RINA Services
Russian Maritime Register of Shipping
In plus, în cadrul sistemului de standarde bazat pe obiectivele adoptat de IMO (GBS), IACS a elaboratRegulile structurale comune pentru vrachiere și petroliere cu corp dublu.
Pe plan național, sunt în vigoare următoarele reglementări elaborate de Autoritatea Navală Română (ANR):
.1 Norme tehnice privind clasificarea și construcția navelor maritime, cod MLPTL.ANR – NM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002[42];
.2 Norme tehnice privind clasificarea și construcția unităților mobile de foraj marin, cod MLPTL.ANR – UMFM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002 [43].
Pentru navele de navigație interioară,pe plan european, sunt în vigoare următoare reglementări:
.1 Directiva 2006/87/CE a Parlamentului European și a Consiliului din 12 decembrie 2006 de stabilire a cerințelor tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente [44];
.2 Acordul european privind transportul internațional al mărfurilor periculoase pe căile navigabile interioare (ADN), adoptate de Comisia Economică a Națiunilor Unite pentru Europa (CEE-ONU), la Geneva, modificat de amendamente [45];
.3 Regulamentul pentru inspecția navelor pe Rhin, modificat de amendamente [46];
.4 Recomandările Comisiei Dunării privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificate de amendamente [47];
.5 Rezoluția CEE – ONU Nr. 61, Recomandări privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente [48].
Aceste reglementări internaționale prevăd ca navele de navigatie interioară să fie proiectate, construite și întreținute în conformitate cu regulile de construcție și clasificare a navelor de navigatie interioarăale unei societăți de clasificare care este recunoscută de Administrație sau după normele naționale echivalente ale Administrației.
In Uniunea Europeană (UE) și implicit în România, sunt recunoscute următoarele societăți de clasificare pentru nave de navigatie interioară:
Bureau Veritas
Det Norske Veritas – Germanisher Lloyd
Lloyd’s Register
Polish Register of Shipping
RINA Services
Russian Maritime Register of Shipping.
Pe plan național, sunt în vigoare următoarele reglementări elaborate de ANR:
.1 Norme tehnice privind clasificarea si constructia navelor de navigatie interioară – cod MT.RNR – NI – 99, aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 306/1999, modificat de amendamente [49];
.2 Cerințe tehnice pentru navele de navigație interioară aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 1447/2008 [50].
Aceste reglementăriinternaționale și naționale conțin capitole specifice ce concură la realizarea siguranței de construcție:
– supraveghere tehnică a navelor nou construite;
– supraveghere tehnică la navele în exploatare;
– volumul de documentație necesar pentru construcția și exploatarea navei;
– sarcini generale ce solicită nava;
forțe tăietoare;
momente încovoietoare;
momente de torsiune;
sarcinilocale ce solicită elementele structurale ale nava;
greutea proprie a elementelor structurale ;
presiunea hidrostatică a apei;
presiunea hidrodinamică a valului;
masele de apă ambarcate pe punte;
presiunea data de slamming;
presiunea dată de gheață;
forțele de inerție;
greutatea mărfurilor și pasagerilor;
presiunea statică a lichidelor din tancuri;
presiunea dinamică a lichidelor din tancuri;
sarcinile induse de containere;
sarcinile induse de vehicule pe roți;
sarcinile induse de elicopter;
sarcini induse de echipamentele și instalațiile navei;
sarcinile induse propulsoare;
sarcinile apărute la andocare;
sarcini induse de utilaje tehnologice;
sarcini de impact în urma coliziunilor și în urma eșuărilor;
alte sarcini ocazinale atipice ;
– caracteristici geometrice ale secțiunilor transversale ale corpului navei și ale elementelor structurale;
– eforturilor admisibile;
– cazurile tipice de încărcare/descărcare supuse verificărilor;
– calculul eforturilor efective;
– dimensionare a elementelor structurale
– criterii de analiză a rezistenței generale și locale în domeniul elastic ;
– criterii de analiză a rezistenței generale ultime;
– criterii de analiză a rezistenței generale și locale la oboseală ;
– compartimentare ;
– criterii deterministe și probabilistice de analiză a flotabilității și stabilității intacte și de avarie.
1.3 Siguranța de construcție a navelor în faza de proiectare
Analizasiguranței de construcție a navelor este începutăîncă din faza de proiectare a acestoraprin verificarea îndeplinirii criteriilor de rezistență, precum și a criteriilor de flotabilitate si stabilitate.
În această faza, pe partea de corp, se definesc caracteristicile constructive și de exploatare ale navei, zona de navigație, societatea de clasificare sau autoritatea navală după regulile cărora se va clasifica nava, se definitiveză planul de forme, se realizeză compartimentarea navei conform cerințelor de exploatare și din reglementările aplicabile, se definește configurația structurală a corpului și suprastructurilor și se aleg materialele din care se va construi nava.
Dimensiunile elementelor structurale ale navei se determină în conformitate cu regulile societății ce clasifică nava sau normele tehnice ale autorității sub al cărui pavilion se construiește nava, astfel încât să fie îndeplinite atât cerințele de rezistență locală, cât și cerințele de rezistență generală. Elementele structurale transversale și longitudinale ale corpului navei sunt dimensionate mai întâi conform cerințelor de rezistență locală, după care sunt dimensionate elementele structurale longitudinale conform cerințelor de rezistență generală. Aceste procese de dimensionare se pot optimiza cu scopul îndeplinirii cerințelor de mai sus cu un consum minim de materiale, energie și manoperă.
De remarcat că Regulile comune structurale pentru vrachiere și petroliere cu dublu corp realizate de IACS, care sunt considerate de IMO ca reprezentînd una din componentele nivelului IV din cadrul sistemului de standarde bazat pe obiective (GBS), introduc abordarea dimensionării nete, conform căreia, grosimile nete cerute de regulile unei societăți de clasificare, trebuie să fie menținute pe toată durata de exploatare a navei.
După stabilirea configurației navei și a dimensiunilor elementelor structurale, se efectuează analiza siguranței de construcție privind rezistența structurală a acesteia parcurgand următoarele etape:
modelarea numerică a suprafeței exterioare a corpului navei ;
calculul diagramei BONJEAN;
determinarea distribuției de greutăți a navei goale;
– stabilirea cazurilor de încărcare a navei ce vor fi analizate;
– calculul eforturilor secționale generale din corpul navei în apă calmă;
– calculul eforturilor secționale generale din corpul navei pe valuri determinate conform regulilor societatilor de clasificare aliniate la cerințe unificate de rezistenă longitudinală ale IACS;
– calculul caracteristicilor de rezistență ale secțiunilor transversale ale corpului navei;
– calculul tensiunilor generate de eforturile secționale generale;
– calculul tensiunilor locale din încărcări atipice;
– calculul tensiunilor locale și generale admisibile;
– verificarea îndeplinirii criteriilor de rezistență în domeniul elastic;
– verificarea îndeplinirii criteriilor de rezistență ultimă;
– verificarea îndeplinirii criteriilor de rezistenței la oboseală;
Dacă la sfârșitul acestei analize, se constată că unul sau mai multe criterii nu sunt îndeplinite, analiza se reia, mărind corespunzător dimensiunile elementelor structurale longitudinale și/sau numărul lor până când toate criteriile sunt îndeplinite.
De notat că analiza rezistenței structurale în faza de proiectare, este preliminară, urmând ca cea finală să se realizeze după terminarea construcției navei, pe baza datelor de la proba de înclinări (deplasamentul și poziția centrului de greutate al navei goale).
Preliminar se realizează și analiza siguranței de construcție a navei privind flotabilitatea și stabilitatea parcurgand următoarele etape:
calculul curbelor hidrostatice;
calculul pantocarenelor;
calculul greutății navei goale și a poziției centrului de greutate al acesteia;
calculul caracteristicilor velice ale navei;
calculul influienței suprafețelor libere a lichidelor din tancuri;
calculul depunerilor de gheață;
stabilirea cazurilor de încărcare a navei, ce vor fi analizate;
stabilirea cazurilor de inundare cand nava este avariată;
calculul parametrilor de flotabilitate și stabilitate pentru nava intactă
calculul parametrilor de flotabilitate și stabilitate pentru nava avariată
verificarea îndeplinirii criteriilor de stabilitate intactă;
verificarea îndeplinirii criteriilor de stabilitate de avarie;
Dacă la sfârșitul acestei analize, se constată că unul sau mai multe criterii nu sunt îndeplinite, analiza se reia, mărind corespunzător dimensiunile principale ale navei, lestand suplimentar nava, modificand compartimentarea, modificand cazurile de încărcare, etc.
Analiza finală privind flotabilitatea și stabilitatease realizează după terminarea construcției navei, pe baza datelor de la proba de înclinări (deplasamentul și poziția centrului de greutate al navei goale).
Dacă reglementările o cer sau la solicitarea armatorului, se elaborează programul de încarcare.
Documentația tehnică de construcție a navei, elaborată de proiectant, conținând elementele menționate mai sus, se trimite la autoritatea navală competentă al cărui pavilion îl poartă nava și/saula societatea de clasificarerecunoscută, pentru a fi analizată dacă este conformă cu reglementările în vigoare și aprobată, în cazul când aceste reglementări sunt îndeplinite.
Societatea de clasificare poate aproba și ea documentația tehnică în numele statului al cărui pavilion îl poartă nava, daca are încheiat cu respectivul stat un contract de recunoaștere în acest scop.
În baza aprobării documentației tehnice a navei, se poate obține autorizația de construcție de la căpitănia zonală în jurisdicția căreia se construiește nava.
1.4 Siguranța de construcție a navelor în timpul construcției
În timpul construcției navei, siguranța acesteiase realizeazăprin verificarea de către compartimentele de asigurarea a calității din șantier și prin supravegherea tehnică de către autoritatea navală competentă al cărui pavilion îl poartă nava și/saude către o societatea de clasificarerecunoscută,dacă :
elementele structurale ale corpului sunt executate și îmbinate conform documentației tehnice de construcție a navei, aprobate de autoritatea navală și/saude societatea de clasificare;
materialele elementelor structurale indicate în această documentație și materialele de sudare au caracteristicile corespunzătoare și sunt însoțite de certificate emise și/sauvizate de autorități navaleși/sausocietăți de clasificare recunoscute ;
standardele privind toleranțele pentru lucrări în construcții navale sunt respectate ;
tehnologiile de sudare sunt acceptate deautoritatea navală și/sausocietatea de clasificare și sunt respectate ;
sudorii care realizează îmbinările sudate dintre elementele structurale, sunt autorizați de autoritatea navală și/sau societatea de clasificare;
operațiile de sudare se execută în ordinea care induce cele mai mici tensuni remanente și cele mai mici deformații în elemantele sudate ;
operațiile de sudare se execută în condiții atmosferice și termice corespunzătoare ;
rezultatele controalelor nedistructive ale îmbinărilor sudate sunt satisfăcătoare ;
operatorii care efectuează aceste controale sunt autorizați de autoritatea navală și/sausocietatea de clasificare;
protecția anticorozivă este realizată.
La terminarea construcției navei, se efectuează proba de inclinări pentru determinarea deplasamentului navei goale și poziția centrului său de greutate consemnate în protocolul probei. Pe baza acestor date se corectează distribuția de greutăți a navei goale și se reia toată analiza rezistenței generale, se elaborează manualul de încărcare, se revizuie documentația de flotabilitate și stabilitate și se actualizează baza de date atașată programului de încărcare, dacă acesta este cerut la bord.
În plus, pentru vrachiere trebuie să se elaboreze manualul secvențelor tipice de încărcare/descărcare în conformitate cu Codul IMO de încărcare și descărcare în siguranță a vrachierelor (Codul BLU).
La finalul construcției, atestarea siguranței de construcție a navelor maritime ce efectuează voiaje internaționale, se realizează prin emiterea de către autoritățile navale, al căror pavilion îl poartă, în conformitate cu regulile din Convenția Internațională pentru Ocrotirea Vieții Omenești pe Mare (Convenția SOLAS 1974), a următoarelor acte, valabile pe o perioadă de 5 ani :
Certificatul de siguranță a construcției pentru nava de mărfuri ;
Certificatul de siguranță pentru nava de pasageri ;
Certificatul de siguranță pentru nava cu destinație specială.
și prin prin emiterea de către aceleași autorități, în conformitate cu regulile din Convenția internațională asupra liniilor de încărcare, încheiată la Londra la 5 aprilie 1966, a Certificatului de bord liber, valabilde asemenea pe o perioadă de 5 ani .
Aceste acte sunt vizate anual in urma unei inspectii anuale de constatare tehnică a navei, efectuată de respectivele autorități.
În cazul navelor maritime ce efectuează voiaje internaționale, în vederea asigurării lor și a mărfurilor transportate, societatea de clasificare ce a supravegheat tehnic construcția navei,atestă și ea siguranța de construcție, prin eliberarea certificatului de clasă, valabil pe o perioadă de 5 ani cu vizare anuală, ce confirmă că respectiva navă a fost construită conform regulilor acestei societăți, răspunzând financiar în cazul unor pierderi materiale cauzate din vina ei.
Societatea de clasificare poate emite și certificatele statutare în numele statului al cărui pavilion îl poartă nava, daca are încheiat cu respectivul stat un contract de recunoaștere în acest scop.
Similar, conform legislației naționale a fiecărui stat, este atestată siguranța de construcție și pentru alte categorii de nave de către autoritățile navale și societățile de clasificare
1.5 Siguranța de construcție a navelor în exploatare
Pentru exploatarea în siguranță a navelor, acestea trebuie să plece în cursă, încărcate conform informației pentru comandant și conform manualului de încărcare sau conform unui cargoplan întocmit de echipaj utilizând programul de încărcare existent la bord, ce a fost aprobat în prealabil de autoritatea navală și/sau societatea de clasificare. Încărcarea sau descărcarea la terminale a vrachierelor , trebuie să se realizeze conform manualului secvențelor de încărcare/descărcare existent la bord sau a unui plan cu secvențele de încărcare/descărcare întocmit de echipaj, utilizând programul de încărcare.
De asemenea, analiza siguranței de construcție a navelor aflate în exploatare se verifică cu ocazia inspecților periodice efectuate la 5 ani, a inspecțiilor intermediare efectuate la 2,5 ani și a inspecțiilor anuale. Cu ocazia inspecțiilor periodice și intermediare se fac măsurători de grosimi la elementele structurale, de firme autorizate de autoritatea navală și/sau de societatea de clasificare recunoscută, măsurători care sunt înregistrate pe formulare, ce trebuie păstrate într-un dosar la bordul navei.
Reducerile de grosime, măsurate sunt comparate cu reducerile maxime admise, iar în cazul când aceste reduceri admise sunt depășite, elementele respective sunt înlocuite. Reducerile maxime admise sunt de regulă, adaosurile de coroziune adoptate la proiectarea navei.
Se pot accepta reduceri mai mari de grosimi dar în acest caz trebuie reluat tot procesul de analiză a rezistenței generale și locale din faza de proiectare cu deosebirea că acum grosimile inițiale ale elementeor structurale sunt cele din raportul de măsurători de grosimi. In urma acestei analize, se pot impune restricții în exploatarea navei și se modifică corespunzător manualul de încărcare, informația pentru comandant, programul de încărcare, precum și manualul secvențelor de încărcare/descărcare în cazul vrachierelor.
La inspecția anuală se verifică vizual prin sondaj, integritatea elementelor structurale, existența la bord a manualului de încărcare și funcționarea corectă a programului de încărcare.
Petrolierele și vrachierele sunt supuse unui program intensificat de inspecții în conformitate cu Codul ESP – 2011 (Rezoluția IMO A.1049(27)).
În noile Reguli structurale comune elaborate de IACS pentru vrachiere și petroliere cu corp dublu aflate în exploatare, se introduce abordarea grosimilor nete, pentru stabilirea elementelor structurale locale ce trebuie înlocuite.
Verificarea rezistenței la oboseală se realizează prin inspecția amănunțită și controlul nedistructiv a nodurilor structurale cele mai solicitate la sarcini variabile, indicate de proiectant, în vederea depistării eventualelor fisuri specifice fenomenului de oboseală.
În cazul că se constată fisuri datorită oboselii materialului înainte de expirarea duratei de viață planificată a navei, se va reanaliza rezistența la oboseală a nodurile structurale afectate de acest fenomen, se vor reproiecta respectivele noduri și se vor înlocui elementele fisurate și obosite cu noi elemente reproiectate, iar inspecția nodurilor se va efectua anual.
De asemenea, în timpul inspecțiilor se verifică protecția anticorozivă și dacă este deteriorată se reface.
2 INSTRUMENTE ELEBORATE ȘI UTILIZATE PENTRU ANALIZĂ SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR
2.1 Generalități
Pentru analiza siguranței de construcție a navelor au fost create de autor o serie de programe elaborate în limbajul FORTRAN care permit în același timp și efectuarea de de studii și cercetări în vederea îmbunătățirii reglementărilor în domeniu.
De asemenea, nucleele acestor programe au fost utilizate la dezvoltarea altor programe cu funcții specifice cum ar fi programele de încărcare de la bordul navelor.
2.2 Program de calcul a eforturilor secționale generale și a liniei elastice a corpului navei la așezarea statică în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val
2.2.1 Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea parametrilor de plutire în stare de echilibru a navei în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val pentru diverse cazuri de încărcare din exploatare,precum și a eforturilor secționale generale și a linie elastice a corpului acesteia în asemenea condiții.
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
2.2.2 Metoda de calcul aplicată
Suprafața corpului navei, descrisă prin puncte este raportată la un sistem de axe ortogonal (Fig. 2.2.1). Punctele sunt dispuse pe cuple teoretice amplasate în lungul navei și definesc profilul cuplei prin pescaj și semilățime (fig. 2.2.2).
Fig. 2.2.1 – Sistemul de axe față de care se raportează suprafața corpului
Fig. 2.2.2 – Suprafeța corpului formată de cuple teoretice definite prin puncte
Deplasamentul navei și poziția centrului ei de greutatese deterină utilizând formulele:
(2.2.1)
(2.2.2)
(2.2.3)
(2.2.4)
unde:
∆– deplasamentul navei ;
L – lungimea navei;
xG – abscisa centrului de greutateal navei;
yG – abscisa centrului de greutate al navei;
zG – cota centrului de greutate al navei;
m(x) – masa distribuită a navei în sectiunea de abscisă x;
ym(x) – distanța față de planul diametral al centrului de greutate al masei distribuite m în sectiunea de abscisă x ;
zm(x) – distanța față de planul de bază al centrului de greutate al masei distribuite m în sectiunea de abscisă x ;
Diagrama Bonjean (fig. 2.2.3), se calculează utilizând formulele:
(2.2.5)
(2.2.6)
(2.2.7)
Fig. 2.2.3 – Curbele Bonjean pentru o semicuplă teoretică
unde:
ω(z) – aria semicuplei până la cota z;
b(z) – momentul static față de planul diametral, al ariei ω(z);
c(z) – momentul static față de planul de bază, al ariei ω(z);
În cazul când nava este avariată, se determină diagrama Bonjean și pentru bordul avariat.
Se consideră că nava se află în poziția de echilibru la așezarea statică în apă calmă sau la așezarea cvasi-statică pe val, dacă deplasamentul ei este egal cu greutatea apei dezlocuită de carena imersă și dacă centrul său de greutate G, se află pe aceeași verticală cu centrul de carenă C (fig. 2.2.4), ceea ce înseamnă că sunt îndeplinite relațiile:
(2.2.8)
(2.2.9)
(2.2.10)
Fig. 2.2.4 – Starea de echilibru a navei
unde :
– unghiul de înclinare longitudinală (unghiul de asietă);
– unghiul de înclinare transversală (unghiul de canarisire sau bandare);
To – pescajul la extremitatea pupa a navei;
– greutatea specifică a apei;
ka – coeficient de apendici (ka = 1,001 … 1,005)
VC – volumul de carenă;
xC – abscisa centrului de carenă imersă;
yC – abscisa centrului de carenă imersă;
zC – cota centrului de carenă imersă;
(2.2.11)
(2.2.12)
(2.2.13)
(2.2.14)
Ω(x) – aria imersă a cuplei din secțiunea x(fig.2.2.5);
B(x) – momentul static față de planul diametral, al ariei imerse a cuplei din secțiunea x;
C(x) – momentul static față de planul de bază, al ariei imerse a cuplei din secțiunea x;
(2.2.15)
(2.2.16)
(2.2.17)
Fig. 2.2.5 – Aria imersă la o cuplă teoretică
În cazul navei avariate, mărimile yB, zB, ωB, bB și cB se determină pentru bordul avariat.
Starea de echilibru se obține parcurgând două etape :
1. echilibrarea longitudinală, care constă în aducerea navei în poziția în care deplasamentul ei este egal cu greutatea apei dezlocuită de carena imersă și centrul său de greutate G, se află pe aceeași verticală cu centrul de carenă C, ceea ce înseamnă că sunt îndeplinite relațiile(2.2.8) și (2.2.9).
Această poziție de echilibru se găsește prin calcule succesive, determinând parametrii pentru această poziție pe baza celor două relații de mai sus. În acest scop se pleacă de la o poziție inițială de plutire și se consideră că variția ariei imerse Ω și variația momentului static al acestei arii C față de PD, ale unei cuple teoretice, în funcție de pescaj, sunt liniare pe un interval mic δ. Se ajunge la rezolvarea unui sistem de două ecuații având ca necunoscute, creșterea pescajului ζ și unghiului de asietă ψ, pentru atingerea poziției de echilibru, după cum urmează:
(2.2.18)
unde :
– aria imersă a unei cuple teoretice pentru plutirea inițială;
– aria imersă a aceleiaș cuple pentru plutirea al cărui pescaj a crescut cu valoarea δ de la plutirea inițială;
– creșterea pescajului pentru atigerea poziției de echilibru;
– înclinarea longitudunală pentru atigerea poziției de echilibru.
În cazul când nava nu se apropie suficient de poziția de echilibru, după aplicarea corecțiilor ζ și ψ, adică condițiile:
(2.2.19)
(2.2.20)
nu sunt îndeplinite, procesul de echilibrare se poate relua cu date mai exacte, pornind de la poziția corectată cu ζ și ψ.
În relațiile (2.2.19) și (2.2.20) s-au făcut notațiile:
– abaterea maximă admisibilă pentru deplasament (pentru o echilibrare exactă, se adoptă =0,0001 D) ;
– abaterea maximă admisibilă de la planul vertical transversal, a centrului de greutate al navei și centrului de carenă (pentru o echilibrare exactă, se adoptă = 0,0001 T, unde T – pescajul navei) ;
2. după echilibrarea longitudinală, se determină unghiul de înclinare transversală al navei, cu relația:
(2.2.21)
unde :
h- înălțimea metacentrică corespunzătoare poziției de echilibru longitudinal a navei;
(2.2.22)
RT – raza metacentrică transversală;
(2.2.23)
La așezarea navei în apă calmă, pescajul T(x)din planul diametral (fig. 2.2.5) într-o secțiune transversală x, este dat de relația:
(2.2.24)
La așezarea cvasi-statică navei pe valeste demonstrat teoretic și experimental faptul că eforturile secționale suplimentare în plan vertical ating valoarea maxima când creasta de val sau golul de val sunt la mijlocul navei iar lungimea valului este egală cu lungimea navei [51].
Considerand nava așezatacvasistatic pe val cosinusoidal, pescajul T(x) într-o secțiune transversalăx,este dat de relațiile:
pentru cazul când nava e pe creastă de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.6):
(2.2.25)
pentru cazul când nava e pe gol de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.7):
(2.2.26)
Considerand nava așezata cvasi-static pe val trohoidal, pescajul T(x) într-o secțiune transversală x, este dat de relațiile:
pentru cazul când nava e pe creastă de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.6):
(2.2.27)
pentru cazul când nava e pe gol de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.7):
(2.2.28)
unde:
– parametru cese determină din ecuația transcedentală:
(2.2.29)
– lungimea valului;
h – înălțimea valului.
Fig. 2.2.6 – Nava așezată pe creastă de val
Fig. 2.2.7 – Nava așezată pe gol de val
Eforturile secționalese determină cu relațiile :
forța tăietoare vertical în lungul navei:
(2.2.30)
momentul încovoietor vertical în lungul navei:
(2.2.31)
momentul de torsiune în lungul navei: (2.2.32)
Linia elastică a corpului se determină cu relațiile :
săgeata de încovoiere în lungul navei:
(2.2.33)
rotirea de încovoiere în lungul navei:
(2.2.34)
In relațiile de mai sus s-au utilizat notațiile:
Iy – momentul de inerție față de axa neutră orizontală a secțiunii transversale curente a corpului navei;
Ayf – aria rezistentă la forfecare pe direcție verticală a secțiunii transversale curente a corpului navei;
E – modulul de elasticitate longitudinal;
G – modulul de elasticitate transversal;
vo – săgeata de încovoiere în capătul pupa al navei;
φo – rotirea de încovoiere în capătul pupa al navei;
Linia elastică a corpului navei se consideră a fi dată de linia rezultată din intersecția chilei deformate, cu PD, raportată la linia de bază teoretică (fig.2.2.8).
Pentru a determina linia elastică a navei, la încovoierea în plan vertical, se pornește de la relația (2.2.33), în care apar vo și φo ca parametrii ce trebuie determinați din condițiile de capăt.
În stabilirea acestor parametrii, se determină eforturile secționale considerând nava inițial că este corp rigid și că săgețile, la extremități, sunt zero:
vo = 0 (2.2.35)
vl = 0 (2.2.36)
Din aceste condiții rezultă:
(2.2.37)
și se determină linia elastică a corpului cu relația (2.33).
Cu valorile săgeților astfel calculate, se face corecția corespunzătoare de pescaje și se echilibrează nava în apă calmă conform metodei expuse la pasul 4, găsindu-se în acest mod și săgețile de la capetele navei elastice, față de nava considerată corp rigid:
vpp= TEpp-Tpp (2.2.38)
vpv= TEpv-Tpv (2.2.39)
unde:
TEpp – pescajul în dreptul extremității pupa când nava se consideră corp elastic;
Tpp – pescajul în dreptul extremității pupa când nava se consideră corp rigid;
TEpv – pescajul în dreptul extremității prova când nava se consideră corp elastic;
Tpv – pescajul în dreptul extremității prova când nava se consideră corp rigid.
Cu noile valori ale pescajelor se determină momentele încovoietoare și forțele tăietoare, iar apoi noua linie elastică a corpuluii. Procesul acesta interactiv se continua până când la două iterații succesive, momentele maxime de încovoiere diferă cu mai puțin de 0.1%.
Fig. 2.2.8 – Deformația corpului navei în plan vertical
Din cauză că nava are corpul de secțiune variabilă în sens longitudinal, pentru calculul eforturilor secționale și a deformațiilor ce apar în plan vertical, s-a aplicat metoda numerică descrisă în continuare, cunoscută sub denumirea de metoda matricilor de transfer.
Corpul navei se consideră o grindă elastică cu pereți subțiri de secțiune variabilă, discretizată în grizi elementare de secțiune constantă, având lungimea unui interval de coastă (fig.2.2.9).
Fig. 2.2.9 – Corpului navei discretizat în grinzi elementare
Izolând o grindă elementară „i”, din navă (fig. 2.2.10) și reunind ecuațiile de echilibru a sarcinilor și eforturilor secționale, precum și relațiile dintre deformații și eforturi pentru această grindă, se ajunge la următoarea ecuație matricială ce stabilește legătura dintre eforturile și deformațiile de la capetele respectivei grinzi elementare:
(2.2.40)
unde:
– lungime grinzii elementare”i” situată intre coasta „i“ și „i+1“;
Si – sarcina exterioară la capătul pupa al grinzii elementare”i” :
(2.2.41)
Si+1 – sarcina exterioară la capătul prova al grinzii elementare”i” :
. (2.2.42)
În relațiile de mai sus s-a considerat că sarcina exterioară variază liniar în lungul grinzii elementare “i”.
Fig. 2.2.10 – Sarcini, eforturi și deformații într-o grindă elementară
De asemenea, semnele eforturile secționale de la capetele acestei grinzi au fost luate în conformitate cu cele stabilite de cerințele unificate IACS privind rezistența longitudinală (fig. 2.2.11).
Fig. 2.2.11 – Convenția de semne pentru eforturi secționale conform IACS
Făcând notațiile:
(2.2.43)
(2.2.44)
(2.2.44)
relația (2.40) devine:
(2.2.45)
Particularizând relația (4.45) pentru prima și a doua grindă elementară:
(2.2.46)
(2.2.47)
sau facând notațiile :
(2.2.48)
(2.2.49)
se obține :
(2.2.50)
Generalizând relațiile (2.2.48), (2.2.40) și (2.2.50), se găsește vectorul eforturi și deformații la coasta “i+1” :
(2.2.51)
unde :
(2.2.52)
(2.2.53)
Aplicând relația (2.2.51) la grinda elementară din prova se gasește relația dintre eforturile și deformațiile din pupa și prova :
(2.2.54)
Capetele navei fiind libere, eforturile secționale sunt nule la cuplele “1” și “n” :
Q1 = 0
M1 = 0
Qn = 0
Mn = 0.
Dacă nava este bine echilibrată în apă calmă prin îndeplinirea condițiilor (2.2.19) și (2.2.20) și se efectuează calculele cu suficientă precizie, din relația (2.2.54), rezultă Qn și Mn relativ foarte mici astfel încât se poate considera că diagramele forțelor tăietoare și ale momentelor încovoietoare se închid practic.
Deformațiile și rotirile capetelor navei pe baza cărora se poate determina linia elastică a corpului sunt în număr de 4, iar pentru calcularea lor, există doar ultimile 2 ecuații ale sistemului (2.2.54), astfel încât într-o primă etapă, se consideră că săgețile navei la capete sunt zero :
v1 = 0
vn = 0.
Din condiția vn = 0 se determina rotirea din capatul pupa, φ1 iar apoi aplicând relațiile (2.2.51) și (2.2.52) se determină eforturile secționale și deformațiile corpului în lungul navei.
Cu valorile săgeților astfel calculate, se face corecția corespunzătoare de pescaje și se echilibrează nava în apă calmă conform uneia din metodele expuse la pasul 4.
Linia elastică a corpului se determină cu relația (fig. 2.2.8):
vi = TEi-Ti (2.2.55)
unde:
TEi – pescajul în dreptul coastei „i” când nava se consideră corp elastic;
Ti – pescajul în dreptul coastei „i” când nava se consideră corp rigid.
Cu noile pescaje ale navei deformate, se determină momentele încovoietoare și forțele tăietoare, iar apoi noua linie elastică a corpului. Procedura aceasta numerică se repetă ciclic până când la două iterații succesive, momentele maxime de încovoiere diferă cu mai puțin de 0,1%.
2.2.3 Descrierea algoritmului de calcul
Pasul 1:sunt citite datele de intrare:
coordonatele punctelor ce definesc suprafața corpului navei, raportată la un sistem de axe ortogonal (Fig. 2.2.1). Punctele sunt dispuse pe cuple teoretice amplasate în lungul navei și definesc profilul cuplei prin pescaj și semilățime (fig. 2.2.2) ;
distribuția de greutăți a navei goale ;
greutăți ambarcate ;
starea mării : calmă sau cu valuri precizându-se tipul de val (trohoidal sau cosinusoidal) și înălțimea valului ;
caracteristicile geometrice ale navei (moment de inerție, modul de rezistență,arie de forfecare etc).
Pasul 2: se calculează deplasamentul navei și poziția centrului ei de greutate.
Pasul 3: se calculează diagrama Bonjean.
Pasul 4:se determină poziția de echilibru a navei.
Pasul 5:se determină eforturile secționale.
Pasul 6:se determină linia elastică a corpului.
Pasul 7: sunt listate datele de intrare pentru verificarea lor. Sunt afișate și grafic planul de forme, distribuția de greutăți și variația caracteristicile geometrice în lungul navei.
Pasul 8:sunt listate rezultatele calculelor (datele de ieșire) :
diagrama Bonjean;
parametrii poziției de echilibru (pescaje, înclinarea transversală și longitudinală);
deplasamentul și poziția centrului de greutate al navei ;
volumul carenei imersate și poziția centrului de carenă al navei ;
distribuția de greutăți și împingerile hidrostatice ;
eforturile secționale (forțe taietoare, momente de încovoiere, momente de torsiune);
linia elastică a corpului (săgeata și rotirea din încovoierea în plan verical).
2.2.4 Testarea programului
Verificarea programului a efectuată cu o barjă paralelipipedică cu distribuție uniformă greutăților în lungul ei de 100 t/m având următoarele caracteristici principale:
L= 100.00 m
B= 20.00 m
D= 10.00 m
T= 5.00 m
= 1.025 t/m3
Iy = 20.000 m4
Af= 0.200 m2
așezată cvasi-static mai întâi pe val cosinusoidal având înălțimea de 7.92 m și apoi pe val având trohoidal aceeași înălțime.
Prin calcul manual sau obținut rezultatele prezentate în tabelul 2.2.1.
Tabel 2.2.1 – Valorile eforturilor secționale suplimentare induse de valuri calculate manual
Calculele efectuate cu programul au dus la rezultatele din tabelul 2.2.2.
Tabel 2.2.2 – Valorile eforturilor secționale suplimentare induse de valuri calculate prin program
Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de program sunt prezentate în tabelul 2.2.3 și tabelul 2.2.4, constatându-se că sunt de cca. 1% și prin urmare este demonstrată corectitudinea programului.
De remarcat că diferențele dintre eforturile secționale maxime când nava este așezată pe val cosinusoidal și val trohoidal sunt sub 2.5%, ceeace permite aproximarea valului real trohoidal cu un val cosinusoidal în vederea realizării de analize a comportării navei pe valuri cu un efort mai mic dar menținând precizia rezultatelor în limite acceptabile.
Tabel 2.2.3 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de program la așezarea pe val cosinusoidal
Tabel 2.2.4 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de program la așezarea pe val trohoidal
2.3 Program de calcul a eforturilor secționale suplimentaredin corpul navei la navigația pe valuri din prova
2.2.1 Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea parametrilor de mișcare ai navei, precum și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia la navigația pe valuri din prova.
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
2.2.2 Metoda de calcul aplicată
Suprafața corpului navei, descrisă prin puncte este raportată la un sistem de axe ortogonal (Fig. 2.2.1). Punctele sunt dispuse pe cuple teoretice amplasate în lungul navei și definesc profilul cuplei prin pescaj și semilățime (fig. 2.2.2).
Determinareaeforturilor secționale de încovoiere din corpul navei în condiții de navigație pe mare cu valuri venind din prova, se realizează conform metodei prezentate mai jos în cadrul căreia se efectuează analiza comportării dinamice a navei pe val luîndu-se în considerare numai oscilațiile pe verticală (heaving) și de tangaj (pitching) (a se vedea fig. 2.3.1).
Fig. 2.3.1 Așezarea dinamică a navei pe val
Pentru simplificarea calculelor se fac următoarele ipoteze:
nava este considerată corp rigid;
bordajele se consideră verticale în zona de variație a pescajului;
amplitudinea oscilațiilor se considera a fi mici;
nava execută oscilații pe verticală în jurul poziției de echilibru în apă calmă, a căror mărime este notată cu (t);
nava execută oscilații de tangaj în jurul centrului său de greutate și a poziției de echilibru în apă calmă, a căror mărime este notată cu (t);
valurile de întâlnire cu nava sunt regulate și aproximate cu o funcție de cosinusoidală:
(2.3.1)
unde:
– lungimea valului;
ho– înălțimea valului;
– pulsația valului (2.3.2)
(2.3.3)
c – viteza valului;
V – viteza navei;
deplasarea pe verticală a unei secțiuni x a navei în raport cu suprafața apei calme datorită oscilațiilor navei, este dată de relația:
(2.3.4)
viteza pe verticală a unei secțiuni x a navei în raport cu suprafața apei calme, este dată de relația:
(2.3.5)
accelerația pe verticală a unei secțiuni x a navei în raport cu suprafața apei calme, este dată de relația:
(2.3.6)
deplasarea relativă pe verticală a unei particole de apă în raport cu de suprafața corpului navei datorită oscilațiilor acesteia, este dată de relația:
(2.3.7)
viteza relativă pe verticală a unei particole de apă în raport cu suprafața corpului navei, acesteia, este dată de relația:
(2.3.8)
accelerația relativă pe verticală a unei particole de apă în raport cu suprafața corpului navei, datorită oscilațiilor acesteia, este dată de relația:
(2.3.9)
deplasarea relativă pe verticală a unei particole din val în raport cu suprafața corpului navei, este dată de relația:
(2.3.10)
viteza relativă pe verticală a unei particole de din val în raport cu suprafața corpului navei, este dată de relația:
(2.3.11)
accelerația relativă pe verticală a unei particole din val în raport cu suprafața corpului navei, este dată de relația:
(2.3.12)
pescajul într-o secțiune curentă de calcul x este dat de relația:
(2.3.13)
unde:
To – pescajul la extremitatea pupa a navei în stare de echilibru pe apă calmă;
o – unghiul de asietă al navei în stare de echilibru pe apă calmă.
Ținând cont că pescajul în apă calmă este dat de formula:
(2.3.14)
Expresia pescajului în sectiunea curentă x devine:
(2.3.15)
Mișcarea navei pe valuri este definită de cei 2 parametrii și care se pot determina conform principiului D’Alambert din ecuațiile de echilibru dinamic sub acțiunea sarcinilor verticale de inerție, de amortizare, hidrostatice, hidrodinamice și greutăților.
Se consideră corpul navei discretizat în elemente transversale de lungime dx și izolând un asemnea element, asupra acestuia acțiunează următoarelor sarcini:
sarcinile de inertie ale masei distribuite a element provenind de la structura corpului și încărcăturile ambarcate:
(2.3.16)
unde:
m(x) – masa distribuită a naveiprovenind de la structura corpului și încărcăturile ambarcate;
sarcinile de inertie ale masei distribuită de apă adițională elementului, cuplate cu cele de amortizare hidrodinamică, conform „Teoriei elementelor modificate” publicată de Tasai în 1969 [52], este dată de formula:
(2.3.17)
care prin derivare, devine:
(2.3.18)
unde:
M33(x) – masa distribuită de apă aderentă în secțiunea x;
N33(x) – coeficientul de amortizare hidrodinamică în secțiunea x;
Parametrii M33(x) și N33(x) sunt determinați prin încercări pe modele sau se obțin în urma unor calcule laborioase și se pot găsi în literatura de specialitate sub formă de diagrame.
Ei depind de configurația secțiunii, densitatea apei, lățimea și coeficientul de finețe al secțiunii la pescajul efectiv, precum și de pulsația mișcării.
sarcinile hidrostatice:
(2.3.19)
unde:
y(x) – semilățimea corpului în secțiunea x la linia de plutire în stare de echilibru pe apă calmă. Se consideră bordajul vertical pe zona de variație a pescajului în timpul oscilațiilor pe verticală a navei;
(x) – coeficientul ariei secțiunii x la linia de plutire în stare de echilibru pe apă calmă;
Ținînd cont de relația (2.3.15), expresia sarcinilor hidrostatice se poate scrie sub forma:
(2.3.20)
Se observă că primul termen reprezintă împingerea hidrostatică în apă calmă:
(2.3.21)
iar al doilea termen reprezintă împingerea hidrostatică suplimentară ca urmare a oscilației navei și valurilor:
(2.3.22)
greutatea masei distribuite a element provenind de la structura corpului și încărcăturile ambarcate :
(2.3.23)
forțele tăietoare de la capetele elementului ce reprezintă forțele de legătură: QT și QT +dQT;
momentele încovoietoare de la capetele elementului ce reprezintă forțe de legătură: M și M+dM.
Scriind ecuația de echilibru dinamic al sarcinilor pe direcția verticală pentru un element transversal, se găsește creșterea elementară a forței tăietoare:
(2.3.24)
Integrând în lungul navei această relație, se obține expresia forței tăietoare totale provenind din sarcinile in apă calmă și din sarcinile suplimentare datorate oscilațiilor navei și valurilor:
(2.3.25)
Regrupând termenii, expresia forței tăietoare totale se poate scrie și sub forma :
(2.3.26)
Primul termen al acestei expresii reprezintă forța tăietoare în apă calmă :
(2.3.27)
iar al doilea termen al acestei expresii reprezintă forța tăietoare suplimentară datorată oscilațiilor navei și valurilor:
(2.3.28)
Momentului încovoietor total în lungul navei se obține prin integrarea relației (2.3.26):
(2.3.29)
și ținând cont de relațiile (2.3.27) și (2.3.28), rezultă:
(2.3.30)
unde primul termen al acestei expresii reprezintă momentul incovoietor în apă calmă :
(2.3.31)
iar al doilea termen reprezintă momentul încovoietor suplimentar datorat oscilațiilor navei și valurilor:
(2.3.32)
Integrând prin părți expresiile (2.3.31) și (2.3.32), se obține :
(2.3.33)
(2.3.34)
Ținând cont că la extremitatea prova, forța tăietoare totală, forța tăietoare în apă calmă și forța tăietoare suplimentară au valoarea zero, relația (2.3.28) devine:
(2.3.35)
Ținând cont că la extremitatea prova, momentul încovoietor total, momentul încovoietor în apă calmă și momentul încovoietor suplimentar au valoarea zero, precum și faptul că în aceeași secțiune forța tăietoare în apă calmă și forța tăietoare suplimentară au valoarea zero, relația (2.3.38) devine:
(2.3.36)
Relația (2.3.35) se poate obține și punând condiția ca nava, considerată corp rigid, pe direcție verticală sub acțiunea forțelor exterioare, de inerție și de amortizare să fie în echilibru.
Relația (2.3.36) se poate obține și punând condiția ca momentele de rotire a navei, considerată corp rigid, față de o axă orizontală perpendiculară pe PD, datorate acțiunii forțelor exterioare, de inerție și de amortizare să fie fie în echilibru.
Plecând de la relațiile (2.3.35) și (2.3.36) și ținând cont de formulele (2.3.4) – (2.3.12), (2.3.16), (2.3.18) și (2.3.19), prin înlocuiri si prelucrări, se obține un sistem de 2 ecuații diferențiale :
(2.3.37)
unde:
(2.3.38)
(2.3.39)
(2.3.40)
unde:
AW – Suprafața intersecției corpului cu planul plutirii de echilibru
(2.3.41)
unde:
xG – distanța centrului de greutate față de extremitatea pupa
(2.3.42)
(2.3.43)
unde:
xF – distanța centrului ariei AW față de extrepitatea pupa
(2.3.44)
în care s-a notat:
(2.3.45)
(2.3.46)
(2.3.47)
(2.3.48)
(2.3.49)
(2.3.50)
unde:
Jy – momentul de inerție al corpului în jurul axei Oy din extremitatea pupa
(2.3.51)
(2.3.52)
unde:
Iy – momentul de inerție al suprafeței de plutire în jurul axei Oy din extremitatea pupa
(2.3.53)
în care s-a notat:
(2.3.54)
(2.3.55)
Ținând cont de ipotezele simplificatoare făcute și de faptul că se studiază comportarea navei în domeniul oscilațiilor mici și având în vedere că este luat în considerare fenomenul de amortizare, sistemul de ecuații diferențiale de ordinul doi (2.3.37), este liniar, iar soluția sa este stabilizată și are forma sarcinilor exterioare de excitație FV(t) și MV(t) :
(2.3.56)
(2.3.57)
Între parametrii de mai sus, există relațiile :
(2.3.58)
(2.3.59)
(2.3.60)
(2.3.61)
Inlocuind în sistemul (2.3.37) soluțiile (2.3.56) și (2.3.57) și derivând și grupând după cos și sin, se obține sistemul de două ecuații în care necunoscutele sunt 1, 2, 1, 2 :
Deoarece sunt numai două ecuații de echilibru, cele 4 necunoscutele 1, 2, 1, 2 se determină din echilibrarea navei pentru:
rezultând un sistem de 4 ecuații ce se poate scrie sub forma matricială :
(2.3.63)
unde:
(2.3.64)
(2.3.65)
(2.3.66)
Prin rezolvarea sistemului (2.3.63), se determină funcțiile (t) și (t) ce caracterizea oscilațiile navei pe valuri, pe baza cărora se calculează forța tăitoare suplimentară și momentul încovoietor suplimentar la deplasarea navei pe valuri, plecând de la relațiile (2.3.28) și (2.3.34):
(2.3.67)
(2.3.68)
unde:
(2.3.69)
(2.3.70)
(2.3.71)
(2.3.72)
(2.3.73)
(2.3.74)
(2.3.75)
(2.3.76)
2.3.3 Descrierea algoritmului de calcul
Pasul 1:sunt citite datele de intrare:
coordonatele punctelor ce definesc suprafața corpului navei, raportată la un sistem de axe ortogonal (Fig. 2.2.1). Punctele sunt dispuse pe cuple teoretice amplasate în lungul navei și definesc profilul cuplei prin pescaj și semilățime (fig. 2.2.2) ;
distribuția de greutăți a navei goale ;
greutăți ambarcate ;
parametrii valurilor ;
diagramele de mase adiționale ;
coeficienții de amortizare hidrodinamică .
Pasul 2:se calculează deplasamentul navei și poziția centrului ei de greutate similar ca la pasul 2 din programul prezentat la 2.2.2.
Pasul 3:se calculează diagrama Bonjean similar ca la pasul 3 din programul prezentat la 2.2.2.
Pasul 4: Determinarea eforturilor secționale suplimentare la așezarea dinamică a navei pe val.
Pasul 5:sunt listate datele de intrare pentru verificarea lor. Sunt afișate grafic planul de forme, distribuția de greutăți, variația maselor de apa aderente și a coeficienților de amortizare hidrodinamică în lungul navei.
Pasul 6:sunt listate rezultatele calculelor (datele de ieșire) :
diagrama Bonjean;
parametrii poziției de echilibru (pescaje, înclinarea transversală și longitudinală);
deplasamentul și poziția centrului de greutate al navei ;
volumul carenei imersate și poziția centrului de carenă al navei ;
distribuția de greutăți și împingerile hidrostatice ;
poziția de echilibru în apă calmă ;
parametrii mișcării navei pe valuri ;
eforturile secționale datorate valurilor (forțe taietoare, momente de încovoiere)
2.4 Program de calcul a caracteristicilor geometrice ale secțiunilor transversale ale corpului navelor în stare intactă sau avariată
2.4.1 Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea caracteristicile geometrice ale secțiunilor transversale ale corpului navelor necesare în calculele de verificare a rezistenței generale la încovoiere și la torsiune a acestora în stare intactă sau avariată :
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
2.4.2 Metoda de calcul aplicată
Corpul navelor este considerat o grindă cu pereți subțiri rigidizați de elemente de osatură longitudinală și transversală, care în stare intactă, în general este simetric față de planul diametral (fig. 2.4.1), însă în situații de avarie, când zone din acesta sunt distruse de impactul cu alte nave sau de fundul mării ori cheiuri, devine asimetric (fig. 2.4.2), astfel încât metoda de calcul a caracteristicilor geometrice ale secțiunilor transversalese va referi la structuri cu pereți subțiri de formă oarecare.
La solicitările generale din încovoiere, forfecare și torsiune a unor astfel de structuri, participă elementele de înveliș ale pereților longitudinali exteriori sau interiori și elementele de osatură longitudinală. Pereții longitudinali pot creea compartimente închise care apar în secțiune ca niște celule.
Fig. 2.4.1 – Secțiune transversala prin corpul unei nave în stare intactă (vedere din pupa)
Fig. 2.4.2 – Secțiune transversala prin corpul unei nave în stare avariată (vedere din pupa)
Tensiunile într-o secțiune transversală din structură, cauzate de solicitările generale sunt determinate funcție de caracteristicilor geometrice ale respectivei secțiuni transversale.
Pentru determinarea acestor caracteristici, configurația secțiunii transversale se definește prin puncte nodale denumite în continuare noduri(2.4.4), ce se amplasează pe linia mediană a pereților după cum urmează :
în locurile de frângere a conturului ;
pe zone curbe ale secțiunii pentru definirea lor prin segmente de dreaptă ;
în locul de variație a grosimii tablelor ;
la extremitatea pereților deschiși;
la intersecția pereților ;
pentru definirea anumitor elemente de înveliș cum ar fi fâșia adițională a elementelor de osatură, elemente rigide de colt etc.
Nodurile sunt numerotate și caracterizate de coordonatele lor y și zfață de un sistem inițialortogonal de axe yOz.
Pentru secțiunile transversale ale corpului navelor se adoptă originea O la intersecția liniei de bază cu secțiunea transversală, axa Oy fiind în planul de bază cu sensul pozitiv de la babord la tribord, iar axa Oz fiind în planul diametral cu sensul pozitiv de jos în sus.
În secțiune transversală, elementele de rezistență longitudinală ale structurii sunt pereții longitudinali care sunt definite ca elemente de placă ce se întind între 2 noduri, denumite în continuare plăci (2.4.3) și elemente de osatură ce se fixează si rigidizează aceste plăci, denumite în continuare profile (2.4.4). Dacă pereții au zone curbe, elementele de placă de pe aceste zone sunt considerate pentru simplificarea calculului, plane.
Plăcile sunt numerotate și sunt caracterizate de nodurile între care se găsesc, grosimea lor și coeficientul lor de participare la rezistența structurii ce ia valori de la 0 la 1.
Profilele sunt numerotate și sunt caracterizate de poziția lor pe placa pe care sunt amplasate, aria lor axială, momentele lor centrale principale și coeficientul lor de participare la rezistența structurii ce ia valori de la 0 la 1.
Placile pot creea celule ce măresc rigiditatea structurii la forfecare și torsiune și ca urmare aceste celule sunt luate în considerare în calculul caracteristicilor geometrice(2.4.5).
În acest scop plăcile primesc ca atribut și indicii celulelor care le mărginesc.
Fig. 2.4.3 – Numerotarea nodurilor și a plăcilor (vedere din prova)
Fig. 2.4.5 – Numerotarea profilelor (vedere din prova)
Fig. 2.4.5 – Numerotarea celulelor (vedere din prova)
Caracteristicile geometrice ale unei secțiuni transversale de formă oarecare se determină utilizând formulele indicate în [53] și ținând cont de considerentele de mai sus, după cum urmează :
Caracteristicile geometrice de încovoiere :
– Aria seciunii transversale:
(2.4.1)
unde:
– aria placii indice i;
– aria profilului indice j;
– numărul de plăci din secțiune;
– numărul de profile din secțiune;
– Momentele statice ale seciunii transversale în raport cu axele inițialeOy i respectiv Oz:
(2.4.2)
(2.4.3)
unde:
, – coordonatele centrului de greutate aleplacii indice iîn raport cu axele inițiale Oy i respectiv Oz;
, – coordonatele centrului de greutate aleprofilului indice jîn raport cu axele inițiale Oy i respectiv Oz;
– Coordonatele centrului de greutate al seciunii transversale în raport cu axele inițiale Oy i respectiv Oz:
(2.4.4)
(2.4.5)
– Momentele de inerție axiale ale seciunii transversale în raport cu axele inițiale Oy i respectiv Oz:
(2.4.6)
(2.4.7)
unde:
, – Momentele de inerție axiale ale placii indice iîn raport cu axele sale locale centrale paralele cu axele inițiale Oy i respectiv Oz;
, – Momentele de inerție axiale ale profilului indice j în raport cu axele sale locale centrale paralele cu axele inițiale Oy i respectiv Oz;
– Momentul de inerție centrifugal al seciunii transversale în raport cu axele inițiale Oy i respectiv Oz:
(2.4.8)
unde:
, – Momentul de inerție centrifugal alplacii indice iîn raport cu axele sale locale centrale paralele cu axele inițiale Oy i respectiv Oz;
,– Momentul de inerție centrifugal alprofilului indice j în raport cu axele sale locale centrale paralele cu axele inițiale Oy i respectiv Oz;
– Momentele de inerție axiale ale seciunii transversale în raport cu axele centrale paralele cu axele inițialeOy i respectiv Oz:
(2.4.9)
(2.4.10)
– Momentul de inerție centrifugal al seciunii transversale în raport cu axele centrale paralele cu axele inițiale Oy i respectiv Oz:
(2.4.11)
– Momentele de inerție axiale ale seciunii transversale în raport cu axele centrale principale:
(2.4.12)
(2.4.13)
unde:
– unghiul dintre axele centrale principale și axele centrale paralele cu axele inițiale Oy i respectiv Oz, ce se determină cu formula:
(2.4.14)
– Momentele de inerție axiale ale seciunii transversale în raport cu axele centrale rotite cu unghiul față de axele inițiale Oy i respectiv Oz:
(2.4.15)
(2.4.16)
– Momentul de inerție centrifugal al seciunii transversale în raport cu axele centrale rotite cu unghiul față de axele inițiale Oy i respectiv Oz:
(2.4.17)
– Momentele de inerție axiale ale seciunii transversale în raport cu axele centrale rotite cu unghiul față de axele centrale principale:
(2.4.18)
(2.4.19)
– Momentul de inerție centrifugal al seciunii transversale în raport cu axele centrale rotite cu unghiul față de axele centrale principale:
(2.4.20)
– Modulule de rezistență pentru un punct față de axele centrale principaleconsiderate a fi Gycpi respectiv Gzcp, se determină cu relația:
(2.4.21)
(2.4.22)
unde
ycp, zcp– coordonatele punctului în care se determină modulele de rezistență în raport cu axele Gycpi respectiv Gzcp;
– Modulule de rezistență pentru un punct față de două axe centrale considerate a fi Gyci respectiv Gzc, se determină cu relația:
(2.4.23)
(2.4.24)
unde
yc, zc– coordonatele punctului în care se determină modulele de rezistență în raport cu axele centraleGyci respectiv Gzc;
Caracteristicile geometrice de forfecare :
– Coordona sectorială se determină mai întâi în raport cu centrul de greutate G al secțiunii și axele centrale principale Gycpi respectiv Gzcp:
(2.4.29)
Pentru un punct curent p situat pe placa iîntre nodurile j și k, coordonata sectorială se determină cu relația:
(2.4.30)
unde:
ωGi,j – coordonata sectorială în nodul j de la capătul elementului i;
rGi- distanțaplăcii i față de centrul de greutate G
– distanța pe placa i, dintre nodul j și punctul curent p;
ti – grosimea plăcii i;
– factor definit astfel:
= 1 – dacă raza polară a punctului curent p (polul se consideră centrul de greutate G), se rotește în sens orar când parcurge placa i plecând din nodul j către nodul k;
= -1 – dacă raza polară a punctului curent p, se rotește în sens orar când parcurge placa i plecând din nodul jcătre nodul k;
– Centrul de forfecare pentru secțiuni care nu au celule închise:
(2.4.31)
(2.4.32)
–
unde:
li – lungimea plăcii isituată între nodurile j și k;
ti – grosimea plăcii i situată între nodurile j și k;
ycpi,j, zcpi,j–coordonatele noduluijfață axele centrale principale;
ycpi,k, zcpi,k–coordonatele noduluikfață axele centrale principale;
ωGi,j – coordonata sectorială în nodul j de la capătul elementului i;
ωGi,k- coordonata sectorială în nodul k de la capătul elementului i;
– Centrul de forfecare pentru secțiuni care au celule închise:
(2.4.33)
(2.4.34)
unde:
Ωu- aria celuleiu;
qzu, qzv– fluxuri tangențiale relativedincelula u, respectiv din celula v, cauzate de o forță tăietoare unitară pe direcția z, care se determină în urma rezolvării sistemului a cărui ecuație generală are forma:
(2.4.35)
qyu, qyv– fluxuri tangențiale relativedincelula u, respectiv din celula v, cauzate de o forță tăietoare unitară pe direcția y, care se determină în urma rezolvării sistemului a cărui ecuație generală are forma:
(2.4.36)
unde:
nui– nr. de plăci care furmează celula u;
nuv– nr. de celule v care furmează pereți comuni cu celula u;
nuvj– nr. de plăci din celulele v care furmează pereți comuni cu celula u.
– Momentele statice ale unei porțiuni din secțiunea transversală în raport cu axele centrale Gyci respectiv Gzc:
(2.4.25)
(2.4.26)
unde:
, – coordonatele centrului de greutate aleplacii indice iîn raport cu axele centrale Gyci respectiv Gzc aflată în porțiunea din secțiunea transversal;
, – coordonatele centrului de greutate aleprofilului indice jîn raport cu axele centrale Gyci respectiv Gzcaflată în porțiunea din secțiunea transversal;
– Momentele statice se pot calcula și recursiv pornind din nodurile în care sunt nule, utilizând formule:
+ (2.4.27)
unde:
suma momentelor statice față axa centrală Gycale profilelor laflate pe placa i;
Scyi,k – momentul static în raport cu axa centrală Gyc, al secțiunii în nodul k, ce constitue unul din nodurile de capăt al plăcii i;
Scyi,j – momentul static în raport cu axa centrală Gyc, al secțiunii în nodul j, ce constitue unul din nodurile de capăt ale plăcii i;
+ (2.4.28)
unde:
suma momentelor statice față axa centrală Gzcale profilelor l aflate pe placa i;
Sczi,k – momentul static în raport cu axa central Gzc, al secțiunii în nodul k, ce constitue unul din nodurile de capăt al plăcii i;
Sczi,j – momentul static în raport cu axa centrală Gzc, al secțiunii în nodul j, ce constitue unul din nodurile de capăt ale plăcii i;
– Aria de forfecare pe direcția z:
(2.4.37)
unde:
kFz – coeficient de formă pe direcția z pentru secțiuni care nu au celule închise:
(2.4.38)
kFz – coeficient de formă pe direcția zpentru secțiuni care au celule închise:
(2.4.39)
– Aria de forfecare pe direcția y:
(2.4.40)
unde:
kFy – coeficient de formă pe direcția y pentru secțiuni care nu au celule închise:
(2.4.41)
kFy – coeficient de formă pe direcția y pentru secțiuni care au celule închise:
(2.4.42)
Caracteristicile geometrice de torsiune :
– Coordona sectorială generalizată pentru o secțiune transversală complexă cu pereți subțiri de formă oarecare, ce nu conține și celule închise, se determină mai întâi în raport cu axelecentrale principale centrale principale Gycpi respectiv Gzcp:
(2.4.43)
unde:
s – coordonata curbilinie măsurată pe linia mediană a pereților dintr-un punct ales arbitrar;
r(s)- distanțaelementului plăcii ds față de centrul de greutate G, reprezentând lungimea perpendicularei dusă din origine la tangenta elementului de placă ds;
t(s)- grosimea elementului de placă de lungime ds;
– Coordona sectorială generalizată pentru o secțiune transversală complexă cu pereți subțiri de formă oarecare, ce conține și celule închise, se determină mai întâi în raport cu axele centrale principale centrale principale Gycpi respectiv Gzcp:
(2.4.43)
unde:
q(s)–funcție de circulație a fluxului tangențial din pereții celulelor închise determinat din condiția ca deplanarea pe conturul celulei să fie aceeași după ce se parcurge întreg conturul;
Pentru un punct curent p situat pe placa iîntre nodurile j și k, ce nu face parte dintr-o celulă închisă, coordonata sectorialăse determină cu relația:
(2.4.44)
unde:
Gi,j – coordonata sectorială în nodul j de la capătul elementului i;
ri- distanțaplăcii i față de de centrul de greutate G;
– distanța pe placa i, dintre nodul j și punctul curent p;
ti – grosimea plăcii i;
– factor definit astfel:
= 1 – dacă raza polară a punctului curent p (polul se consideră originea O), se rotește în sens orar când parcurge placa i,plecând din nodul j către nodul k;
= -1 – dacă raza polară a punctului curent p, se rotește în sens orar când parcurge placa i plecând din nodul jcătre nodul k;
Pentru un punct curent p situat pe placa iîntre nodurile j și k, ce face parte dintr-o celulă închisă, coordonata sectorială generalizată se determină cu relația:
(2.4.45)
unde:
– factor definit astfel:
= 1 – dacă raza polară a punctului curent p (polul se consideră originea O), se rotește în sens orar când parcurge placa i din celula u, respectiv v, plecând din nodul j către nodul k;
= -1 – dacă raza polară a punctului curent p (polul se consideră originea O), se rotește în sens orar când parcurge placa i din celula u, respectiv v, plecând din nodul j către nodul k;
qu, qv– fluxuri de circulație a eforturilor tangențialedincelula u, respectiv din celula v, care se determină în urma rezolvării sistemului a cărui ecuație generală are forma:
(2.4.46)
,- nr. de plăci ce formează celula u;
,- nr. de celule v ce au pereți comuni cu celula u;
– lungimea placii i ce face parte din celula u, respective v;
– grosmea placii i ce face parte din celula u, respective v;
– lungimea placii j ce este comună celulei u și celulei v;
– grosmea placii jplacii j ce este comună celulei u și celulei v;
Ωu- aria celulei u
– Centrul de torsiune pentru secțiuni care nu au celule închise:
(2.4.47)
(2.4.48)
unde:
li – lungimea plăcii isituată între nodurile j și k;
ti – grosimea plăcii i situată între nodurile j și k;
Ap,o- aria profilului o aflat pe placa p;
ycpi,j, zcpi,j–coordonatele noduluijfață de axele centrale principale;
ycpi,k, zcpi,k–coordonatele noduluikfață de axele centrale principale;
ycpp,o, zcp,o–coordonat. punctului de îmbinare a profilului o pe placa p;
ωGi,j – coordonata sectorială în nodul j de la capătul elementului i;
ωGi,k- coordonata sectorială în nodul k de la capătul elementului i;
ωGp,0- coordonata sectorială în punctul de îmbinare a profilului o pe placa p;
– Centrul de torsiune pentru secțiuni care au celule închise:
(2.4.49)
(2.4.50)
unde:
– coordonata sectorială generalizată în nodul j de la capătul elementului i;
– coordonata sectorială generalizată în nodul k de la capătul elementului i;
– coordonata sectorială în punctul de îmbinare a profilului o pe placa p;
– Punct sectorial de zero:
Se calculează prin recurență momentul static sectorial total:
(2.4.51)
luând originea de integrare din nod în nod până când această mărime devine nulă, nodul respectiv fiind considerat punct sectorial de zero.
Daca mărimea nu devine nulă, se determină două noduri vecine între care momentul schimbă semnul și prin interpolare se găsește poziția punctului sectorial de zero.
Pentru calculul valorii totale, momentul static sectorial totalse determină cu relația:
(2.4.52)
– Coordonata sectorială principală în raport cu centrul de torsiune și punctul sectorial de zero se determină aplicând formulele (2.4.44) și (2.4.45);
– Momentul static sectorial:
(2.4.53)
Valorile acestor momente în noduri se determină pentru plăci cu relația:
(2.4.54)
– coordonata sectorială față de centrul de torsiune în punctul de îmbinare a profilului o pe placa i;
– Momentul de inerție sectorial se determină cu relația:
(2.4.55)
Valoare acestui moment se poate determina pas cu pas pentru întreaga secțiune cu formula:
(2.4.56)
unde:
–coord. sectorială în punctul de îmbinare a profilului o pe placa p;
– Momentul de inerție la torsiune se determină cu relația:
Valoare acestui moment se poate determina pas cu pas pentru întreaga secțiune cu formula:
unde:
– nr. de celule u din secțiunea transversală;
qu– fluxul de circulație a eforturilor tangențialedincelula u, care se determină în urma rezolvării sistemului a cărui ecuație generală (2.4.46);
– Momentul de inerție polar se determină cu relația:
Valoare acestui moment se poate determina pas cu pas pentru întreaga secțiune cu formula:
unde:
– distanța dintre placa i și centrul de torsiune;
–distanța dintre centrul de greutate al profilului oși centrul de torsiune;
Ao- aria profilului o;
– Coeficientul de deplanare se determină cu relația:
2.4.3 Descrierea algoritmului de calcul
Pasul 1:sunt citite datele de intrare:
datele generale ale secțiune;
coordonatele nodurilor,
datele privind placile;
datele privind profilele ;
datele privind celulele.
Pasul 2:se calculează caracteristicile secțiunii transversale conform metodei de calcul prezentate la 2.4.2.
Pasul 3:sunt listate și afișate grafic datele de intrare pentru verificarea lor.
Pasul 6:sunt listate rezultatele calculelor (datele de ieșire).
2.5 Program de calcul a eforturilor secționale ultime din corpului navelor în stare intactă sau avariată
2.5.1 Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea eforturilor secționale ultime din corpului navelor în stare intactă sau avariată:
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
2.5.2 Metoda de calcul aplicată
Corpul navelor este considerat o grindă cu pereți subțiri rigidizați de elemente de osatură longitudinală și transversală, care în stare intactă, în general este simetric față de planul diametral (fig. 2.4.1), însă în situații de avarie, când zone din acesta sunt distruse de impactul cu alte nave sau de fundul mării ori cheiuri, devine asimetric (fig. 2.4.2), astfel încât metoda de calcul a caracteristicilor geometrice ale secțiunilor transversale se va referi la structuri cu pereți subțiri de formă oarecare.
Fig. 2.5.1 Diagrama Moment încovoietor ultim, M – Curbură,
secțiunea transversală în cauză, rămâne plană și este situată între două cadre inelare adiacente, formate de elementele de osatură transversalăde;
în calcul se iau în considerare grosimile nete ale elementelor de osatură;
materialului este elasto-plastic;
elementele longitudinale contribuie la rezistența longitudinală independent.
Acestea sunt considerate a fi de următoarele tipuri (fig. 2.5.1):
elemente de osatură longitudinală împreună cu fâșia adițională. Lățimea fâșiei adiționale se consideră a fi egală cu distanța dintre elementele de osatură (a se vedea fig. 2.5.1);
elemente de colț rigide. Acestea sunt constituite din îmbinarea elementelor de placă aflate în planuri diferite cum sunt îmbinările dintre centură și punte, perete lungitudinal și punte sau zonele cu plăci curbe cum e zona gurnei. Lățimea acestor elemente de placă ce formează un element de colț, se ia egală cu 20 x grosimea lor când sistemul de osatură este transversal și cu distanța dintre elementele de osatură longitudinală când sistemul de osatură este longitudinal (a se vedea fig. 2.5.1). Pentru a fi considerat element de colț, unghiul de îmbinare a plăcilor , trebuie să fie de cel puțin 30o (a se vedea fig. 2.5.2);
elemente de placă situate între fâșiile adiționale ale elementelor de osatură sau între fâșiile adiționale ale elementelor de osatură și elementele de colț rigide(a se vedea fig. 2.5.1).
Fig. 2.5.1 Elementele longitudinale ale grizii echivalente
Fig. 2.5.2 Configurația unui element de colț
La elementele longitudinale, care contribuie la rezistența longitudinală, se consideră că colapsul se produce într-unul din modurile indicate în Tabel 2.5.1
Tabel 2.5.1
Pentru construcția curbei M – (fig. 2.5.1), se adoptă o metodă aproximativă incremental-interativă care se consideră încheiată când curbura , atinge valoarea:
(2.5.1)
unde:
[kN m] (2.5.2)
WYB, WYD – modulul de rezistență al fundului, respectiv al punții de rezistență);
Dacă la atingerea valorii F, curba M – nu atinge maximul Mu, procesul interativ continuă până se găsește acest maxim.
La fiecare pas al procesului se determină momentul încovoietor vertical M din secțiunea transversală a corpului corespunzător unei curburi impuse i. Acest moment rezultă din însumarea contribuțiilor date de tensiunile din fiecare element longitudinal – obținute din diagramele -ε.
Curbura la pasul i se obține însumând la valoarea din pasul anterior i-1, incrementul , care corespunde unei creșteri a unghiului de rotire al secțiunii în jurul axei neutre a secțiunii corespunzător unei cresteri a tensiunii în puntea de rezistență cu 1% din limita de curgere:
[m-1] (2.5.3)
unde:
[m-1] (2.5.4)
zD – cota punții de rezistență la bordaj față de linia de bază [m];
zN – cota axei neutre orizontale a secțiunii transversale curente a corpului față de linia de bază [m];
Acestă curbură induce în fiecare element j, deformații specifice ij, a căror mărime și semn depind de poziția elementului pe înălțimea secțiunii și de semnul momentului. La încovoierea în arc, elementele de deasupra axei neutre sunt supuse la întindere, iar cele de sub această axă sunt supuse la comprimare. La încovoierea în contraarc, solicitările se inversează. Deformațiilor specifice ij le corespund tensiunile ij, conform curbei -ε, care țin seama de comportarea elementului j, în tot domeniul de solicitare, până la colaps prin întindere și prin compresiune. La compresiune poate apare pierderea stabilității, înainte de a se atinge limita de curgere. Creșterea curburii duce la schimbarea distribuției tensiunilor și modificarea poziției axei neutre (de cotă zNi). Noua poziție a axei neutre se obține printr-un proces iterativ în interiorul pasului interactiv respectiv, impunându-se condiția de echilibru ca forța axială a întregii secțiuni transversale a corpului ca rezultantă a tensiunile ce acționează în toate elementele din care este compusă această secțiune transversală, să fie nulă, adică:
(2.5.5)
unde:
Aj – aria axială a elementului j.
Cunoscând cota axei neutre zNi, la pasul i, momentul încovoietor al întregii secțiuni transversale la acest pas, se obține prin însumare momentelor de încovoiere cu care contribuie toate elementele care compun secțiunea:
(2.5.6)
unde:
zj – cota centrului de greutate a ariei transversale a elementului curent j.
Comportarea elasto-plastică a elementelor longitudinale din secțiunea transversală a corpului la solicitarea de întindere și compresiune este descrisă de următoarea relație, reprezentată grafic de curba – din fig. 4.38:
[N/mm2] (2.5.7)
unde:
ReHA – limita de curgere echivalentă a elementului longitudinal [N/mm2];
[N/mm2] (2.5.8)
ReHp – limita de curgere a fâșiei adiționale [N/mm2];
ReHs – limita de curgere a elementului longitudinal de osatura [N/mm2];
Ap – aria fâșiei adiționale [cm2];
As – aria a elementului longitudinal de osatura [cm2];
– funcție de margine definită după cum urmează:
= – 1 pentru < – 1
pentru – 1 ≤ ≤ 1 și (2.5.9)
= 1 pentru > 1
deformația specifică relativă;
(2.5.10)
deformația specifică a elementului;
Ydeformația specifică la curgere a elementului;
(2.5.11)
E – Modulul de elasticitate al materialului [N/mm2];
Fig. 2.5.3 Curba – pentru comportarea elasto-plastică
Comportarea la flambaj încovoietor a elementelor de osatură longitudinală din secțiunea transversală a corpului la solicitarea de compresiune este descrisă de următoarea relație, reprezentată grafic de curba – din fig. 2.5.4:
[N/mm2] (2.5.12)
unde:
– funcție de margine definită de relațiile (2.5.9):
Fig. 2.5.4 Curba – pentru comportarea la flambaj încovoietor
2.5.3 Descrierea algoritmului de calcul
Pasul 1:sunt citite datele de intrare:
datele generale ale secțiune;
coordonatele nodurilor,
datele privind placile;
datele privind profilele ;
datele privind celulele.
Pasul 2:se calculează caracteristicile secțiunii transversale conform metodei de calcul prezentate la 2.5.2.
Pasul 3:sunt listate și afișate grafic datele de intrare pentru verificarea lor.
Pasul 4:sunt listate rezultatele calculelor (datele de ieșire).
2.6 Program de calcul la torsiune a navelor în stare intactă sau avariată
2.6.1 Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea eforturilor secționale, tensiunilor și a deformațiilor din corpului navelor în stare intactă sau avariată:
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
2.6.2 Metoda de calcul aplicată
Calculul este efectuat prin metoda matricilor de transfer [51].
2.6.3 Descrierea algoritmului de calcul
Pasul 1:sunt citite datele de intrare:
datele generale ale secțiune;
coordonatele nodurilor,
datele privind placile;
datele privind profilele ;
datele privind celulele.
Pasul 2:se calculează caracteristicile secțiunii transversale conform metodei de calcul prezentate la 2.4.2.
Pasul 3:sunt listate și afișate grafic datele de intrare pentru verificarea lor.
Pasul 4:sunt listate rezultatele calculelor (datele de ieșire).
2.7 Program de calcul a vibrațiilor generale ale a navelor în stare intactă sau avariată, induse de valuri
2.7.1 Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea vibrațiilor generale ale navelor în stare intactă sau avariată induse de valuri.
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
2.6.2 Metoda de calcul aplicată
Calculul este efectuat prin metoda matricilor de transfer [51].
2.6.3 Descrierea algoritmului de calcul
Pasul 1:sunt citite datele de intrare:
datele generale ale secțiune;
coordonatele nodurilor,
datele privind placile;
datele privind profilele ;
datele privind celulele.
Pasul 2:se calculează caracteristicile secțiunii transversale conform metodei de calcul prezentate la 2.4.2.
Pasul 3:sunt listate și afișate grafic datele de intrare pentru verificarea lor.
Pasul 4:sunt listate rezultatele calculelor (datele de ieșire).
2.8 Program de calcul a stabilității intacte și de avarie a navelor la așezarea statică în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val
2.8.1 Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea parametrilor și caracteristicilor de flotabilitate și stabilitate pentru nava intactă sau avariată în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe valîn conformitate cu teoria navei și analiza acestora conform criteriilor de stabilitate din reglementările internaționale și naționale.
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
2.8.2 Metoda de calcul aplicată
Suprafața corpului navei estedescrisă prin puncte așa cum a fost prezentată pentru programul de calcul a rezistenței generale a navei de la 2.2. Calculele diagramei Bonjean, a deplasamentului masic și volumetric, a centrului de greutate și a poziției centrului de carenă, echilibrarea navei în apă calmă și pe val sunt realizate după aceași metodă prezentată la 2.2.
Curbele hidrostatice sunt determinate funcție de pescajul mediu al navei măsurat în dreptul centrului plutirii, pentru diverse asiete utilizând următoarele formule:
– volumul teoretic al carenei:
(2.8.1)
– abscisa centrului de carena:
(2.8.2)
– ordonata centrului de carena:
(2.8.3)
– aria plutirii:
(2.8.4)
– abscisa centrului plutirii:
(2.8.5)
– raza metacentrică transversală:
(2.8.6)
– raza metacentrică longitudinală:
(2.8.7)
– volumul real al carenei:
(2.8.8)
deplasamentul navei:
(2.8.9)
unde :
z – pescajul ;
ka – coeficient de apendici (ka = 1,001 … 1,005).
În practică se utilizează și următoarele caracteristici :
– forța în tone petru a modifica pescajul cu un cm :
(2.8.10)
– momentul pentru a schimba asieta cu un cm:
(2.8.11)
unde :
ρ – densitatea apei.
Pantocarenele sunt curbele ce reprezintă distanța dintre verticala ce trece prin centrul de carenă și o orizontală din PD, de obicei aceasta fiind chiar LB (fig. 2.8.1) (brațul stabilității de formă), funcție de volumul de carenă și unghiul de înclinare al navei , determinate pentru diverse asiete, cu formula:
(2.8.12)
unde:
– distanța centrului de carena de la PD:
(2.8.13)
– ordonata centrului de carena:
(2.8.14)
– volumul teoretic al carenei:
(2.8.15)
– abscisa centrului de carena:
(2.8.16)
Analizaflotabilității și stabilității navei în stare intactăconstă în determinarea parametrilor de flotabilitate și stabilitate și compararea lor cu valorile admisibile impuse de criteriile din reglementările aplicabile.
Principali parametrii utilizați pentru aprecierea flotabilității și stabilității navei sunt:
Tm – pescajul mediu determinat în centrul plutirii pe baza curbei hidrostatice deplasament-pescaj;
Ta – pescajul la perpendiculara pupa :
, [m] (2.8.17)
Tf – pescajul la perpendiculara prova:
, [m] (2.8.18)
Fig. 2.8.1 – Brate de stabilitate de formă și de redresare
Trim – asieta navei ;
, [m] (2.8.19)
o – unghiul de înclinare transversală inițială ;
, [grade] (2.8.20)
GMo – înălțimea metcentrică inițială ;
[m] (2.8.21)
GZ – brațul de redresare funcție de unghiul de înclinare;
[m] (2.8.22)
AGZ – Aria de sub curba brațului de redresare;
(2.8.23)
unde :
Mfso – Momentul suprafeței libereinițialeal unui tanc i, [tm];
Mfsi- Momentul suprafeței libere al unui tanc ila diferite unghiuri de înclinare, [tm];
Analizaflotabilității și stabilității navei în stare avariată constă în determinarea parametrilor de flotabilitate și stabilitate similari celor determinați pentru nava intactă și compararea lor cu valorile admisibile impuse de criteriile din reglementările aplicabile.
O metodă simplă de verificare a flotabilității și stabilității de către comandant, constă în verificarea dacă centrul de greutate a navei se află sub curba limită KGcrit a centrelor de greutate ale navei funcție de deplasamentul acesteia, curbă determinată din condiția îndeplinirii la limită a tuturor criteriilor aplicabile de stabilitate intactă și de avarie.
2.8.3 Descrierea algoritmului de calcul
Pasul 1:sunt citite datele de intrare:
coordonatele punctelor ce definesc suprafața corpului navei, raportată la un sistem de axe ortogonal (Fig. 2.2.1). Punctele sunt dispuse pe cuple teoretice amplasate în lungul navei și definesc profilul cuplei prin pescaj și semilățime (fig. 2.2.2) ;
distribuția de greutăți a navei goale ;
datele privind cazurile de încărcare ;
datele privind cazurile de avarie ;
datele privind condițiile de navigație ;
datele privind criteriile aplicate de evaluare a flotabilității și stabilității;
Pasul 2: se calculează deplasamentul navei și poziția centrului ei de greutate ;
Pasul 3: se calculează diagrama Bonjean;
Pasul 4:se calculează curbele hidrostatice;
Pasul 5:se calculează pantocarenele;
Pasul 6:se calculează curba KGcrita centrelor de greutate ale navei funcție de deplasament;
Pasul 7:se calculează parametrii de flotabilitate și stabilitate pentru nava intactă;
Pasul 8:se verifică îndeplinirea criteriilor de flotabilitate și stabilitate pentru nava intactă;
Pasul 9:se calculeazăparametrii de flotabilitate și stabilitate pentru nava avariată;
Pasul 10:se verifică îndeplinirea criteriilor de flotabilitate și stabilitate pentru nava avariată;
Pasul 11: sunt listate datele de intrare pentru verificarea lor. Sunt afișate și grafic planul de forme, distribuția de greutăți și variația caracteristicile geometrice în lungul navei.
Pasul 12:sunt listate rezultatele calculelor (datele de ieșire) ;
2.8.4 Utilizarea programului
În tabelul 2.8.1 se prezintă calculele efectuate de program pentru verificarea stabilității intacte pentru un cargou maritim de 2200 tdw conform Convenției SOLAS[4].
Tabel 2.8.1 – Rezultatele calculului de stabilitate intactă pentru un cargou de 2200 tdw conform Convenției SOLAS
În tabelul 2.8.2 se prezintă curbele limită KGcrit pentru același cargou maritim de 2200 tdw conform Convenției SOLAS, calculate de program.
În tabelul 2.8.3 se prezintă rezultatele calculului de stabilitate după avarie pentru un tanc chimic de 5400 tdw conform Convenției MARPOL[21] și Codului IBC[30], iar în tabelul 2.8.4 se prezintă rezultatele calculului de stabilitate după avarie pentru aceeași navă conform ADN[45], obținute cu ajutorul programului.
Tabel 2.8.2 – Curba KGcritpentru un cargou de 2200 tdw conform Convenției SOLAS.
Tabel 2.8.3 – Rezultatele unui calcul de stabilitate de avarie pentru un tanc chimic conform Convenției MARPOL și Codului IBCpentru un tanc de 5400 tdw.
Tabel 2.8.3 – Rezultatele unui calcul de stabilitate de avarie pentru un tanc chimic conform ADN pentru un tanc de 5400 tdw.
3 ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME PRIVIND REZISTENȚA GENERALĂ A CORPULUI ÎN STARE INTACTĂ SAU AVARIATĂ
3.1 Generalități
Pentru a putea aduce îmbunătățiri la cerințele din reglementările în vigoare privind rezistența generală a corpului, s-a făcut o analiză a acestora cu ajutorul instrumentelor prezentate la cap. 2 și acolo unde s-a constatatcă pot fi completate sau pot fi îmbunătățite, s-au făcut propuneri fundamentate în acest scop.
3.2 Propunere de îmbunătățire a metodei IACS de determinare a eforturilor sectionale ale corpului navelor maritime induse de valuri bazată pe analiza acestor eforturi la așezarea cvasi-statică a navei pe val
3.2.1 Prezentarea metodei IACS
Pentru determinarea eforturilor secționale datorate valurilor ce apar în corpul navelor maritime, societățile de clasificare și-au aliniat metodele de calcul la cea stabilită în cadrul IACS[53.S11] pe baza experienței membrilor săi, pe baza unor lucrări ample de cercetare teoretică și experimentală pe modele și nave, precum și pe baza datelor statistice privind starea mării, obtinute prin măsurători pe arii largi și perioade scurte și lungi de timp.
Conform acestei metode, pentru navele maritime altele decât navele portcontainere, vrachiere și tancuri petroliere cu corp dublu, momentul încovoitor indus de valul ce apare cu o probabilitate de 10-8, la navigația pe mare pe direcția de propagare a valurilor, este dat de următoarele formule:
pentru încovoiere în arc:
[kN m] (3.2.1.)
pentru încovoiere în contraarc:
[kN m] (3.2.2)
unde:
L – Lungimea navei [m];
B – Lățimea navei [m];
kH= 190–coeficient pentru încovoierea în arc;
kS = 110–coeficient pentru încovoierea în contraaarc;
FM – factor de distribuție definit în tabelul 3.2.1;
CB – coeficientul bloc al navei la pescajul de plină încărcare;
C – Parametrul valului (reprezintă înălțimea valului, corectată datorită efectului Smith) determinat cu relațiile:
pentru L ≤ 90 m
pentru 90 ≤ L ≤ 300 m (3.2.3)
pentru 300 ≤ L ≤ 350 m
pentru 350 ≤ L ≤ 500 m
Tabel 3.2.1 – Factorul de distribuție FM
Forța tăietoare verticală indusă de valuri, ce apareîntr-o secțiune transversală a corpului, la navigația pe mare agitată, paralel cu direcția de propagare a valurilor, se determină conform metodei IACS, pentru aceeați categorie de nave, cu formula:
[kN] (3.2.4)
unde:
kQ= 30–coeficient pentru forfecare;
FQ – factor de distribuție definit în tabelul 3.2.2 pentru forțe tăietoare pozitive și negative.
Tabel 3.2.2 – Factorul de distribuție FQ
Pentru naveleportcontainer, IACS a propus metodadin [3.S11A] iar pentru vrachiere și tancuri petroliere cu corp dublu, metoda din [5.ch4.sec4.3], care sunt similare celei descris mai sus și se obțin rezultate apropiate.
3.2.2 Verificarea metodei IACS de determinare a eforturilor sectionale ale corpului navelor maritime induse de valuri bazată pe analiza acestor eforturi la așezarea cvasi-statică a navei pe val
Verificarea eforturilor secționale induse de val, determinate conform IACS, se poate realiza prin calcule directe și au fost adoptate diverse metode pe baza unor ipoteze care să reducă complexitatea calculelor fără însă a afecta semnificativ corectitudinea rezultatelor calculelor față de valorile reale.
O primă metodă directa si eficienta constă în asezarea cvasi-statică a navei pe val.
Metoda asigură obținerea unor rezultate precise la navigația pe valuri venind din pupa paralel cu direcția de deplasare a navei.
La așezarea pe val cvasi-static, se ține cont de efectul Smith de reducere cu cca. 10% a presiunii hidrostatice pe adâncime ca urmare a miscării orbitale a particulelor din val.
Pentru determinarea eforturilor secționale suplimentare induse de un val cvasi-static in lungul navei,s-a utilizat programul descris la 2.2 utilizând formulele:
pentru forța tăietoare suplimentara:
(3.2.5)
momentul încovoietor suplimentar în lungul navei:
(3.2.6)
unde:
QTW(x) – forța tăietoare totala la asezarea cvasi-statica pe val;
QSW(x) -forța tăietoare la asezarea statica pe apa calma [kN];
MTW(x) – momentul încovoietor total la asezarea cvasi-statica pe val;
MSW(x) – momentul încovoietor la asezarea statica pe apa calma [kNm].
3.2.3 Verificarea metodei IACS la un cargou de mărfuri generale de 1500 tdw
Metodologia de calcul a eforturilor secționale suplimentare induse de valcvasi-static în corpul navei,descrisă la 3.2.2 a fost aplicatăla un cargou de marfuri generale de 15000 tdw prezentat în figura 3.2.1, pentru verificarea metodei IACS
Principalele caracteristici ale navei sunt indicate mai jos, planul transversal de forme este prezentat în figura 3.2.2 iar distribuția de greutățieste prezentată în figura 3.2.3.
Lmax = 162.30 m
L = 155.00 m
B = 22.20 m
D = 13.40m
T = 10.10m
Aceasta a fost așezată cvasi-static pe un val cu inaltimea corectată prin efectul Smith, egală cu valoarea C determinată cu formula (3.2.3), adică egal cu 8.997 m și o lungime egală cu lungimea navei, (valul reală având înălțimea de 10.000 m, perioada de 9,96 s, lungime de 155 m și viteza de 15.6 m / s, apare cu probabilitate de 0.1% după cum indică măsurătorile statistice prezentate în [54]).
Rezultatele calculelor efectuate sunt prezentate tabelul3.2.3 și grafic în figurile 3.2.4 și 3.2.5.
În același tabel și grafic sunt date și eforturie suplimentare induse de un val conform metodei IACS [3.S11].
Tabel 3.2.3 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru cargoul de 15000 tdw
Se constată că eforturile secționale suplimentare obținute prin calcule directe la așezarea statică a navei pe val, sunt mai mari decât cele obținute conform metodei IACS și deci aceste calcule directe sunt mai acoperitoare din punct de vedere al siguranței navei.
Momentele încovoietare suplimentare maxime determinate prin așezarea statică a navei pe val sunt cu până la 14% mai mari decât cele determinate după IACS, iar în cazul forțelor tăietoare, diferențele sunt mult mai mari, ajungând până la 51%, ceea ce înseamnă că relațiile indicate de IACS duc la subdimensionarea navelor din punct de vedere al eforturilor sectionale induse de val.
De asemenea, se observă că diferențele dintre eforturile secționale maxime când nava este așezată pe val cosinusoidal și val trohoidal sunt sub 10.7%, ceea ce permite aproximarea valului real trohoidal cu un val cosinusoidal în vederea realizării de analize a comportării navei pe valuri cu un efort mai mic dar menținând precizia rezultatelor în limite acceptabile.
Fig. 3.2.1 – Cargoul de 15000 tdw analizat
Fig. 3.2.2 – Planul transversal de forme al cargoului de 15000 tdw analizat
Fig. 3.2.3 – Distribuția de greutăți a cargoului de 15000 tdw analizat
Fig. 3.2.4 – Eforturi secționale suplimentareîn corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
Fig. 3.2.5 – Eforturi secționale suplimentareîn corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
3.2.4 Verificarea metodei IACS la un vrachier de 65000 tdw
De asemenea, metoda IACS a fost verificată și la un un vrachier de 65000 tdw prezentat în figura 3.2.6.
Principalele caracteristici ale navei sunt indicate mai jos, planul transversal de forme este prezentat în figura 3.2.7 iar distribuția de greutățieste prezentată în figura 3.2.8.
Lmax = 254.10 m
L = 250.00 m
B = 32.20 m
D = 17.00m
T = 12.30m
Aceasta a fost așezată cvasi-static pe un val cu inaltimea corectată prin efectul Smith, egală cu valoarea C determinată cu formula (3.2.3), adică egal cu 10.396 m și o lungime egală cu lungimea navei, (valul reală având înălțimea de 11.551 m, perioada de 12,65 s, lungime de 250 m și viteza de 19.8 m / s, apare cu probabilitate de 0.017% după cum indică măsurătorile statistice prezentate în [54]).
Rezultatele calculelor efectuate sunt prezentate tabelul 3.2.4 și grafic în figurile 3.2.9 și 3.2.10.
În același tabel și grafic sunt date și eforturie suplimentare induse de un val conform metodei IACS [3.S11].
Tabel 3.2.4 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru vrachierul de 65000 tdw
Și în acest caz, se constată că eforturile secționale suplimentare obținute prin calcule directe la așezarea statică a navei pe val, sunt mai mari decât cele obținute conform metodei IACS și deci aceste calcule directe sunt mai acoperitoare din punct de vedere al siguranței navei.
Momentele încovoietare suplimentare maxime determinate prin așezarea statică a navei pe val sunt cu până la 16.35% mai mari decât cele determinate după IACS, iar în cazul forțelor tăietoare, diferențele sunt tot așa de mari, ajungând până la 55.5%, ceea ce înseamnă că relațiile indicate de IACS duc la subdimensionarea navelor din punct de vedere al eforturilor sectionale induse de val.
De asemenea, se observă că diferențele dintre eforturile secționale maxime când nava este așezată pe val cosinusoidal și val trohoidal sunt sub 3%, ceea ce permite aproximarea valului real trohoidal cu un val cosinusoidal în vederea realizării de analize a comportării navei pe valuri cu un efort mai mic dar menținând precizia rezultatelor în limite acceptabile.
Fig. 3.2.6–Vrachier de 65000 tdw analizat
Fig. 3.2.7 – Planul transversal de forme al vrachierului de 65000 tdw analizat
Fig. 3.2.8 – Distribuția de greutăți a vrachierului de 65000 tdw analizat
Fig. 3.2.9 – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachieruluide 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
Fig. 3.2.9 – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
3.2.5 Concluzii și propuneri
Din cele prezentate, rezultă că formulele stabilite de IACS pentru calculul eforturilor secționale din corpul navelor induse de valuri, duc la subdimensionarea elementelor structurale longitudinalea ale cestora.
Subdimensionarea navelor în ceea ce privește eforturile secționale induse de valuri este confirmată de datele din Raportul MSC 75/5/2 de analiză a siguranței vrachierelor în perioada 1978-2000 realizat de Japonia pentru Comitetul de Siguranță Maritimă al IMO.
Aceste date arată că, din 1126 de decese, 69.70% a fost cauzate de avarii ale bordajului (785) [55].
De asemenea, s-a constatat că între 1982-2001, avariile bordajului au dus la scufun-darea a 72 vrachiere clasice cu bordaj simplu și un singur vrachier cu dublu bordaj [56],
Ca urmare, problemele au intrat în atenția OMI, care a stabilit în [57] că grosimea minimă a învelișului bordajului vrachierelor cu înveliș simplu, trebuie să aibă cel puțin valoarea dată în următoarele formule:
unde:
c = 1,15 pentru inimile coastelor din dreptul magaziei din prova;
c = 1 pentru inimile coastelor din alte magazii.
L – lungimea navei.
Mai mult decât atât, această organizație a impus începând cu iulie 2006, prin Regula XII/6.2 din Convenția SOLAS, ca vrachierelede peste 150 m în lungime să aibă dublu bordaj [4].
Având în vedere cele prezentate mai sus, în scopul îmbunătățirii siguranței de construcție a navei se propun următoarele:
– factorul kH din formula (3.2.1) să fie crescut cu aproximativ 10% și anume să aibă valoarea 210 în loc de 190;
– factorul kS din formula (3.2.2) să fie crescut cu aproximativ 20% și anume să aibă valoarea 130 în loc de 110;
– factorul kQ din formula (3.2.4) să fie crescut cu aproximativ 50% și anume să aibă valoarea 45 în loc de 30;
Prin aplicarea acestor formule revizuite IACS, pentru cargoul de 15000 tdw, valorile eforturilor secționale induse de valuri sunt prezentate în tabelul 3.2.5, iar pentru vrachierul de 65000 tdw, în tabelul 3.2.6., precum și-n fig. 3.2.10 -3.2.13.
Din analiza rezultatelor prezentate în tabele de mai sus, se constată că în cazul cargoului de 15000 tdw, diferența între momentele maxime încovoietoare în arc este sub 5.7%, diferența între momentele maxime încovoietoare în contraaarc este sub 3.7%, diferența între forțele tăietoare pozitive maxime este sub 5.1% și diferența între forțele tăietoare negative maxime este sub 1%, iar cazul vrachierului de 65000 tdw, diferența între momentele maxime încovoietoare în arc este sub 1%, diferența între momentele maxime încovoietoare în contraaarc este sub 1.6%, diferența între forțele tăietoare pozitive maxime este sub 3.8% și diferența între forțele tăietoare negative maximeeste sub 3.7%, diferente ce pot fi considerate acceptabile.
De asemenea, din fig. 3.2.10 – 3.2.13 se observă că și forma diagramelor cu eforturile secționale determinate conform IACS trebuie schimbată în sensul continuării zonelor palier din pupa al forțelor de forfecare cu cca. 0.1L spre cuplu maestru.
De remarcat că formulele au fost revizuite numai din punct de vedere al eforturilor secționale determinate la așezarea statică a navei pe val. Este necesar ca o asemenea analiză să fie efectuata si la așezarea dinamica pe val și dacă se obțin eforturi mai mari, trebuiesă se revizuiasca din nou respectivele formule.
Din analiza efectuată, rezultă ca formulele actuale IACS de determinare a eforturilor secționale suplimentare induse de valuri, trebuie corectate pentru că aceste eforturi sunt depațite in situațiile reale in care nava se așeaza cvasi-static pe val cum sunt cazurile când se navigă cu val din pupa. Dacă se utilizează în continuare formulele IACS necorectate, se impune ca o primă masură de îmbunătățire a siguranței de construcție a navei înca din faza de proiectare, determinarea eforturilor sectionale la asezarea cvasi-statica pe val prin calcule directe și dacă acestea au valori mai mari decât cele obținute cu formulele IACS, să se dimensioneze structura longitudinală a navei luând în considerare respectivele valori rezultate din calculele directe.
Tabel 3.2.5 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri aplicând metoda IACS revizuită pentru cargoul de 15000 tdw
Tabel 3.2.5 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri aplicând metoda IACS revizuită pentru vrachierulul de 65000 tdw
Fig. 3.2.10 – Eforturi secționale suplimentareîn corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
Fig. 3.2.11 – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
Fig. 3.2.12 – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
Fig. 3.2.13 – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
3.3 Îmbunătățirea siguranței de construcție a navelor maritime avariate privind rezistența generală
3.3.1 Prezentarea criteriilor aplicabile în prezent
Conform Regulilor Structurale Comune IACS [5], se consideră că siguranța navei avariate este asigurată, dacă sunt îndeplinite următoarele criterii atât pentru încovoierea în arc cât și pentru încovoierea în contraarc:
(3.3.1)
unde:
MSW-D – momentul încovoietor admisibil pe apă calmă în condiții de navigație cu nava avariată, din secțiunea curentă [kN m];
MWV– mom. încov. indus de val în condiții de navigație cu nava intactă,[kN m];
MUD – moment ultim pentru secțiunea transversală avariată a corpului [kN m];
WS – factor de siguranță pentru momentul încovoietoradmisibil în apă calmă în condiții de avarie:
WD – factor de siguranță pentru momentul încovoietor indus de val în condiții de avarie:
RD – factor de siguranță pentru corp la încovoirea ultimă în plan vertical în condiții de avarie:
CNA – coefficient pentru axa neutră: pentru eșuări;
pentru coliziuni;
Extinderea avariei este considerată conform tabelului 3.3.1 și fig.3.3.1 pentru coliziuni și conform tabelului 3.3.2 și fig.3.3.2 pentru eșuări.
Tabel 3.3.1 – Extinderea avariei cauzată de coliziune
Tabel 3.3.2 – Extinderea avariei cauzată de eșuare
Fig. 3.3.1 – Extinderea avariei cauzată de coliziune
Fig. 3.3.2 – Extinderea avariei cauzată de eșuare
3.3.2 Îmbunătățirea siguranței de construcție a navelor maritime avariate prin analiza deterministă concomitentă a rezistenței generale și a flotabilității și stabilității
Convenția MARPOL [21], și Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor care transportă produse chimice periculoase în vrac (Codul IBC)[30] impun verificarea deterministă a stabilității și flotabilității de avarie a navelor maritime ce transportă mărfuri lichide în vrac pentru toate cazurile de încărcare din informația pentru commandant.
De asemenea, Convenția internațională asupra liniilor de încărcare [20], impune verificarea deterministă a stabilității și flotabilității de avarie a vrachierelor maritime ce transportă mărfuri solide în vrac și au bordul liber redus.
Pentru verificarea completă însă a siguranței de construcție a acestor tipuri de nave este necesară și verificarea rezistenței longitudinale din punct de vedere al încovoierii în plan vertical conform relației (3.3.1) pentru aceleași cazuri de încărcare și avarie pentru care s-a verificat stabilitatea și flotabilitatea și numai dacă este îndeplinit și acest criteriu de rezistență, se poate considera nava aptă de exploatare în siguranță.
În plus, se propune verificarea rezistenței corpului navelor avariate și la forfecare după o relație similară cu relația (3.3.2), adică:
(3.3.2)
unde:
QSW-D – forța tăietoare admisibilă pe apă calmă în condiții de navigație cu nava avariată, din secțiunea curentă [kN];
QWV – forța tăiet. indusă de val în condiții de navigație cu nava intactă, [kN];
QUD – forța tăiet. ultimă pentru secț. transversală avariată a corpului [kN];
SD – factor de siguranță pentru forța tăietoare admisibilă în apă calmă în condiții de avarie:
WD – factor de siguranță pentru forța tăietoare indusă de val în condiții de avarie:
RD – factor de siguranță pentru corp la forfecare ultimă în plan vertical în condiții de avarie: pentru eșuări;
pentru coliziuni;
3.3.3 Verificarea rezistenței generale ultime a navelor maritime cu deschideri mariîn punți, avariate
La navele cu deschideri mari în punți, la care tensiunile normale induse de torsiunea corpului la navigația pe o direcție înclinată față de direcția de propagare a valurilor, sunt comparabile cu cele din încovoierea general, rezistența ultimă a unei secțiuni transversale a corpului navei la încovoiere și torsiune, este necesar să fie caracterizată de un moment ultim, la determinarea căruia să se ia în considerare tensiunile longitudinale normale de încovoiere în plan vertical și orizontal, precum și tensiunile normale din torsiunea împiedicată.
În lucrarea [65], autorii indică următoarele formule pentru verificarea rezistenței ultime pentru asemenea nave:
pentru încovoierea în arc (3.3.3)
pentru încovoierea în contraarc (3.3.4)
unde:
MV – momentul încovoietor vertical, [kN m];
MVU – momentul încovoietor ultim vertical determinat numai când nava e doar încovoiată în plan vertical, [kN m];
MT – momentul de torsiune [kN m];
MTU – momentul de torsiune ultim determinat numai când nava este solicitată doar la torsiune[kN m].
3.3.4 Îmbunătățirea siguranței de construcție a navelor maritime avariate prin analiza probabilistică a rezistenței generale
Pentru rezolvarea unei astfel de probleme se propune aplicarea unui concept probabilistic de tratare a siguranței de construcție a navei după avarie din punct de vedere al rezistenei reziduale generale, care se bazează pe capacitatea de supraviețuire după avarie, ca mărime de apreciere a siguranței navei în condiții de avarie, denumită în continuare indice efectiv de rezistență R.
Acest concept probabilistic privind siguranța de construcție a navei după avarie privind rezistența reziduală generală, este similar conceptului probabilistic de tratare a stabilității acesteia după avarie, reglementat de Convenția SOLAS 1974 în Cap. II-1, Partea B-1 în vederea determinării probabilității de supraviețuire din punct de vedere al stabilității în condiții de avarie, caracterizată de indicele efectiv de compartimentare. Deși reglementările din această convenție, impun calculul probabilității de supravețuire din punct de vedere al stabilității navei pentru diverse condiții de avarie, nu se impune în respectiva convenție și calculul probabilității de supravețuire din punct de vedere al rezistenței reziduale pentru asemenea condiții și nici în regulile altor societăți de clasificare.
Filzofia care stă la baza conceptului probabilistic privind siguranța de construcție a navei după avarie, constă în faptul că două nave diferite cu aceiași indici efectivi de rezistență R, au acelaș grad de siguranță de construcție.
Efectele finale ale avarierii corpului navei sunt consecințe ale contribuției multor factori aleatori și influența lor este diferită pentru nave cu caracteristici diferite. De exemplu, la nave de dimensiuni similare cu cantități diferite de marfă, avarii de dimensiuni similare pot conduce la rezultate diferite datorită diferențelor structurale, de permeabilitate și pescaj. Masa și viteza navei, ce produce avaria, este o altă variabilă aleatoare.
Se poate constata că, în general, consecințele unei avarii tridimensionale la navă depind de următoarele:
.1 care compartiment sau grup de compartimente adiacente sunt avariate și inundate;
.2 rezistență la penetrare a corpului
.3 structurile longitudinale avariate ;
.4 pescaj, asietă și înclinare transversală ;
.5 permeabilitatea compartimentelor;
.6 starea mării;
.7 alți factori, cum ar fi asimetria încărcăturilor.
Unii dintre acești factori sunt interdependenți și relația dintre ei și efectele lor poate varia în diferite cazuri. In plus, efectul de rezistență la penetrare a corpului navei și structura longitudinală rămasă neavariată reprezintă factori deosebiți de importanți asupra consecințelor avariei.
Din aceste motive și din cauza complexității matematice, precum și a datelor insuficiente, pare a fi imposibilă o evaluare exactă sau directă a probabilității ca o anumită navă să supraviețuiască în cazul când suferă o avarie aleatoare. Cu toate acestea, acceptând unele aproximări sau raționamente calitative, o tratare logică a problemei poate fi realizată utilizând abordarea probabilistică ca bază pentru stabilirea unui criteriu comparativ de evaluare și reglementare a siguranței navelor.
Se poate demonstra prin teoria probabilităților că indicele efectiv de rezistență R, al navei se poate calcula ca suma probabilitățile de apariție a avariei la fiecare compartiment și fiecare grupă de două, trei, etc., compartimente adiacete înmulțite cu, respectiv, probabilitățile de suparaviețuire ale navei după asemenea avarii:
(3.3.5)
unde:
i reprezintă indicele fiecarui compartiment sau grup de compartimente luat în considerare,
pi indică probabilitatea ca numai compartimentul sau grupul de compartimente luat în considerare să poată fi avariat;
ri indică probabilitatea de supraviețuire după avarierea compartimentului sau grupului de compartimente luat în considerare;
Probabilitatea de apariție a unei avarii într-o anumită zonă a corpului și dimensiunile acesteia [66], (vezi fig.3.3.3) se pot determina pe baza înregistrărilor statistice privind avariile produse în exploatarea navelor.
Fig. 3.3.3 [66] Dimensiunille și amplasarea avariilor
In fig. 3.3.4, 3.3.5, 3.3.6 și 3.3.7 se dau astfel de înregistrări sistematizate graphic pentru coliziuni, preluate din documentul IMO SLF/INF.7 [67], care la rândul său a fost elaborat având la bază proiectele GOALDS (GOAL based Damage Stability) și HARDER (Harmonization of rules and design rationale) finanțate încadrul UE.
Pe baza acestor date IMO a stabilit formulele de determinare a probabilității de apariție unei avarii prin coliziune în lungul navei în vederea verificării probabilistice a stabilității de avarie pentru navele maritime de transport mărfuri generale, navele RO-RO și navele de pasageri, formule ce sunt indicate în Convenția SOLAS, în Cap.II-1, Partea B-1 și se determină pentru un compartiment sau un grup de compartimente avariate.
Probabilitatea de supraviețuire ri, la coliziune se determină pentru fiecare caz de avarie ipotetică luat in considerare, în orice situație de încărcare inițială, cu relația:
(3.3.6)
Mărimile din formula (3.3.6) au fost definite la 3.3.1 și 3.3.2.
Fig. 3.3.4 [67] – Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin coliziune
f(x) – functia densitate probabilistică
Nx – numărul de victim
Fig. 3.3.5 [67] – Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune
f(x) – functia densitate probabilistică
F(x) – functia cumulativă a densității probabilistice
Fig. 3.3.6 [67] – Înălțimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune
f(x) – functia densitate probabilistică
F(x) – functia cumulativă a densității probabilistice
Fig. 3.3.7 [67] – Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune
f(x) – functia densitate probabilistică
F(x) – functia cumulativă a densității probabilistice
Pentru determinarea eforturilor secționale ultime MUD și MUD al secțiunii transversale avariate a corpului, este necesară cunoașterea mărimii avariei. Aceasta trebuie să corespundă configurației și structurii compartimentului avariat și trebuie să aibă o astfel de mărime încât să producă cea mai mare reducere de rezistență a corpului. Pentru avaria unui compartiment din bord, se pot considera dimensiunile avariei de bordaj definite în fig 3.3.1.
Dimensiunile avariei dintr-un compartiment din bord nu vor depăși valorile reglementate de Convenția SOLAS 1974 și MARPOL din tabelul 3.3.3 ce se produc cu o probabilitate de cca. 50% la un grad de încredere de 95%. Dacă se intenținează să se ia în considerare avarii cu o probabilitate de 97.5% și cu un grad de încredere de 95%, atunci extinderea longitudinală maximă a avariei va fi 0.225LS, iar extinderea transversală va fi de 0.5B
Tabelul 3.3.3 – Extinderea avariei prin coliziune
Dacă o avarie cu dimensiuni mai mici decât acelea ale avariei maxime specificate în tabelul de mai sus, are consecințe mai grave, această avarie se va lua în considerare.
Dacă în calculul indicelui efectiv de rezistență R, se iau în considerare cazuri de avarie limitate de structuri etanșe considerate intacte, dimensiunile avariilor vor fi limitate de aceste structuri.
Criteriul probabilistic de siguranță de construcție a unei nave maritime pentru asigurarea rezistenței generale în situații de avarie, se propune a fi reprezentat (prin similitudine cu criteriul probabilistic de stabilitate de avarie cerut de Convenția SOLAS, în Cap.II-1, Partea B-1) de condiția ca suma RT a indicilor parțiali efectivi de rezistență Rs, Rp și Rl pentru 3 pescaje reprezentative, să nu fie mai mică decăt indicele de rezistență necesar Ro
și de condiția suplimentară, ca indicii parțiali Rs, Rp și Rl să nu fie mai mici de 0,9 Ro pentru navele de pasageri și 0,5 Ro pentru navele de marfă, adică să fie îndeplinite relațiile:
(3.3.7)
pentru navele de pasageri (3.3.8)
pentru navele de mărfuri (3.3.9)
unde :
(3.3.10)
Rs – indicele efectiv de rezistență R la pescajul maxim de compartimentare ds considerat a fi pescajul la liniei de încărcare de vară a navei;
Rp – indicele efectiv de rezistență R la pescajul parțial de compartimentare considerat a fi pescajul minim de exploatare plus 60% din diferența dintre pescajul minim de exploatare și pescajul maxim de compartimentare;
Rl – indicele efectiv de rezistență R la pescajul minim de exploatare considerat a fi pescajul de exploatare corespunzător încărcării minime prevăzute și volumului aferent tancurilor, incluzând totuși și balastul ce poate fi necesar pentru stabilitate și/sau imersiune. Navele de pasageri vor include încărcarea completă cu pasageri și echipaj la bord;
Indicele de rezistență necesar Ro se poate determină în conformitate cu Liniile directoare IMO de evaluare a siguranței în procesul de elaborare a reglementărilor [68].
Dacă se impune același nivel de siguranță probabilistică pentru rezistență generală după avarie ca și pentru stabilitatea de avarie, atunci indicele de rezistență necesar Ro, se poate determina cu aceleași formule din Convenția SOLAS, Cap.II-1, Partea B-1, Regula 6 , după cum urmează:
.1 la navele de marfă cu lungimea (Ls) mai mare de 100 m:
(3.3.11)
.2 la navele de marfă a căror lungime Ls este mai mare de 80 m, dar mai mică de 100 m:
(3.3.12)
unde R1 este valoarea R, calculată în conformitate cu formula din alineatul .1;
.3 la navele de pasageri:
(3.3.13)
unde:
Ls – Lungimea de compartimentare a navei este cea mai mare lungime de calcul din proiect a acelei părții din navă situată la nivelul punții sau punților sau sub puntea sau punțile care delimitează extinderea verticală de inundare atunci când nava este la pescajul maxim de compartimentare,
N = N1+2N2 (3.3.14)
N1 = numărul de persoane pentru care se prevăd bărci de salvare;
N2 = numărul de persoane (inclusiv ofițerii și echipajul) pe care nava este autorizată să-l transporte suplimentar față de N1.
.4 dacă condițiile de exploatare sunt astfel încât este imposibil de respectat în practică conformitatea pe baza formulei N =N1+2N2 și astfel încât se consideră că există un grad de pericol redus, se poate lua o valoare N mai mică, dar în nici un caz mai mică decât N =N1+N2.
Similar se poate verifica probabilistic rezistența generală a navei la avaria fundului în urma eșuării navei. Pentru această verificare, se pot utiliza datele din înregistrările sistematizate graphic preluate din documentul IMO SLF 55/INF.7 (elaborat având la bază proiectele GOALDS și HARDER) și prezentate în fig. 3.3.8, 3.3.9, 3.3.10 și 3.3.11 [68].
Pentru avaria unui compartiment din bord, se pot considera dimensiunile avariei de bordaj definite în fig 3.3.2.
Dimensiunile maxime de calcul ale avariei fundului sunt considerate a fi cele reglementate de SOLAS 1974 și MARPOL conform tabelului 3.3.4 de mai jos:
Tabelul 3.3.4 – Extinderea avariei prin eșuare
Fig. 3.3.8 [67] – Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin eșuare
f(x) – functia densitate probabilistică
Nx – numărul de victim
Fig. 3.3.9 [67] – Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare
f(x) – funcția densitate probabilistică
F(x) – funcția cumulativă a densității probabilistice
Fig. 3.3.10 [67] – Lățimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare
f(x) – functia densitate probabilistică
F(x) – functia cumulativă a densității probabilistice
Fig. 3.3.11 [67] – Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare
f(x) – functia densitate probabilistică
F(x) – functia cumulativă a densității probabilistice
5 CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME PRIVIND REZISTENȚA GENERALĂ LA OBOSEALĂ A CORPULUI
5.1 Generalități
Pentru a putea aduce îmbunătățiri la cerințele din reglementările în vigoare privind rezistența la oboseală a corpului, s-a făcut o analiză a acestora cu ajutorul instrumentelor prezentate la cap. 2 și acolo unde s-a constatat că pot fi completate sau pot fi îmbunătățite, s-au făcut propuneri fundamentate în acest scop.
5.2 Îmbunătățirea criteriilor de siguranță privind rezistența general la oboseală a corpului navei
Criteriul după care se evaluează rezistența generală la oboseală a navelor constă în condiția ca factorul cumulativ de deteriorare, D să fie subunitar (criteriul Palmgren-Miner), [51]:
(5.2.1)
unde:
k – numărul total de blocuri de spectru al variației de tensiuni pentru durata de timp analizată, spre exemplu durata de viață planificată a navei de 25 de ani;
ni – numărul de cicluri în blocul i;
Ni – numărul de cicluri alternant simetrice ce pot fi suportate de material până la rupere prin oboseală determinat din curba corectată ca mai jos, S-N pentru (fig. 5.2.1);
i – variația tensiunii ciclului din blocul i [N/mm2]. Variația tensiunii din elementele longitudinale ale corpului, este cauzată de navigația pe valuri care induc în corpul navei eforturi secționale variabile în timp cauzate de trecerea peste val, slammingului, oscilațiilor navei și vibrațiilor forțate ale navei induse de val.
Cu formula (5.2.1), se determină factorul cumulativ de deteriorare pentru un tip de încărcare al navei, însă în exploatare, aceasta, de regulă, este încărcată în conformitate cu manualul de încărcare în care sunt prezentate câteva cazuri tipice de încărcare.
Neglijând cazurile de încărcare ocazionale și cunoscând probabilitatea de a încărca nava după un caz tipic pj și factorul cumulativ de deteriorare pentru acest caz Dj , calculul factorului cumulativ de deteriorare și verificare a criteriului de rezistență la oboseală se realizează cu relația:
(5.2.2)
În cazul când nu se poate calcula cu suficientă precizie factorul cumulativ de deteriorare D, acesta se poate determina experimental, prin decuparea câtorva noduri structurale intens solicitate și încercarea lor la oboseală în laborator până la rupere.
Dacă aceste încercări au fost făcute după E ani de la intrarea navei în exploatare și în laborator s-a determinat factorul cumulativ rezidual Dr ce a rămas până la rupere, atunci durata de exploatare reala a navei Lr se determină cu relația:
[ani] (5.2.3)
Verificarea rezistenței la oboseală în timpul exploatării navei se realizează prin inspecția amănunțită și controlul nedistructiv al nodurilor structurale cele mai solicitate la sarcini variabile, indicate de proiectant, în vederea depistării eventualelor fisuri specifice fenomenului de oboseală.
Aceste inspecții se vor face anual dacă vechimea navei depășește durata reală de exploatare Lr, determinată aplicând formula:
[ani] (5.2.4)
unde:
Dn – durata de viață planificată a navei [ani].
În cazul că se constată fisuri datorită oboselii materialului înainte de expirarea duratei de viață planificată a navei, se va reanaliza rezistența la oboseală a nodurile structurale afectate de acest fenomen, se vor reproiecta respectivele noduri și se vor înlocui elementele fisurate și obosite cu noi elemente reproiectate, iar inspecția nodurilor se va efectua anual.
Fig. 5.2.1 Schema de calcul a factorului de deteriorare
De obicei efectul vibrațiilor corpului navei nu se ia în considerare, însă în cazul în care acest fenomen este pronunțat trebuie să se țină cont de el.
6 CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME PRIVIND STABILITATEA INTACTĂ ȘI DE AVARIE
6.1 Generalități
Pentru a putea aduce îmbunătățiri la cerințele din reglementările în vigoare privind stabilitatea și compartimentarea, s-a făcut o analiză a acestora cu ajutorul instrumentelor prezentate la cap. 2 și acolo unde s-a constatat că pot fi completate sau pot fi îmbunătățite, s-au făcut propuneri fundamentate în acest scop.
6.2 Propunere de îmbunătățire a criteriilor de analiză a stabilității intacte
Criteriile de siguranță pentru verificarea stabilității și flotabilității navelor intacte constau în condiția ca parametrii de stabilitate și flotabilitate să se situeze peste sau sub anumite valori, după caz. Aceste criterii sunt prevăzute în Codul internațional din 2008 privind stabilitatea navei în starea intactă.
În principiu ele se bazează pe criteriile stabilite de Rahola în anii 40 ai secolului trecut, pentru ape liniștite și nave nave mici cu zonă costieră așa încât aplicarea lor a dus la apariția a numeroase pierderi de nave prin răsturnare la navigația pe valuri.
Criteriile actuale constau în analiza proprietăților curbei brațului de redresare după cum urmează:
Aria de sub curba brațului de redresare (curba GZ) nu va fi mai mică decât 0,055 m*rad. până la un unghi de înclinare φ = 300 și de cel puțin 0,09 m*rad. până la un unghi de înclinare φ = 400 sau unghiul de inundare φf dacă acest unghi este mai mic de 400. În plus, aria de sub curba brațului de redresare (curba GZ) dintre unghiurile de 300 și 400 sau între 300 și unghiul de înclinare φf, dacă acest unghi este mai mic de 400, nu trebuie să fie mai mică de 0,03 m*rad.
Brațul de redresare GZ trebuie să fie cel puțin egal cu 0,2 m la un unghi de înclinare mai mare sau egal cu 300.
Brațul maxim de redresare trebuie să fie atins la un unghi de cel puțin 250. Dacă acest lucru nu este posibil, pot fi aplicate, sub rezerva aprobării Administrației, criterii alternative bazate pe un nivel de siguranță echivalent.
Înălțimea metacentrică transversală inițială GM0 nu trebuie să fie mai mică de 0,15 m.
În plus se mai verifică criteriul de vânt și ruliu care în principiu cere ca lucrul mecanic de redresare al navei să fie mai mare decât lucrul mecanic al factorilor exterioari cum sunt vântul și ruliul (fig. 6.2.1) prezentat mai jos:
nava este supusă la presiunea constantă a vântului care acționează perpendicular pe planul diametral al navei, având ca rezultat un braț constant de înclinare transversală cauzat de acțiunea vântului (lwl);
din unghiul de echilibru rezultant φ0, se presupune că nava, datorită acțiunii valurilor, are ruliu și se înclină la un unghi de ruliu φ1 în bordul din vânt. Unghiul de înclinare transversală datorat acțiunii vântului constant φ0 nu trebuie să depășească 160 sau 80% din unghiul de imersare a marginii punții (luându-se în considerare valoarea mai mică dintre acestea);
nava este apoi supusă la acțiunea unei rafale de vânt din care rezultă un braț de înclinare transversală cauzat de această rafală (lw2); și
în aceste condiții, aria b trebuie să fie mai mare sau egală cu aria a, conform figurii 6.2.1 de mai jos:
Figura 6.2.1 – Criteriul de vânt și ruliu
unde unghiurile din figura 4.1 sunt definite după cum urmează:
În contextul elaborării standardelor bazate pe obiective (GBS), IMO a inițiat realizarea generației a doua de criterii de stabilitate intactă bazat pe următoarele constatări [68]:
la navigația pe valuri venind din pupa la apropierea unui val mare, nava încă mai are o stabilitate satisfăcătoare întrucăt se află pe valuri mici care afectează doar ușor diagrama de stabilitate (fig. 6.2.2);
Figura 6.2.2 – Nava așteptând un val mare din pupa
la așezarea navei pe creasta valulului mare venind din pupa, aceasta își poate pierde brusc stabilitatea astfel încât dacă stă un timp mai îndelung în această poziție, se poate răsturna (fig. 6.2.3);
Figura 6.2.3 – Nava așezată pe creastă valului mare din pupa
după ce valul mare a depășit nava venind din pupa, aceasta își poate recăpăta stabilitatea (fig. 6.2.4);
Figura 6.2.4 – Nava depășită de valul mare din pupa
Dacă nava se deplaseaza cu valuri din prova perioadele cand nava își pierde stabilitatea sunt scurte și nu se ajunge la răsturnare.
De asemenea trebuie menționat că pe gol de val stabilitatea navei se îmbunătățește.
Deși s-au făcut studii complexe și sunt propuneri sofisticate de noi criterii, totusi actualele criterii și-au demonstrat aplicabilitatea și eficiența în mare măsură așa încât propunerile de noi criterii trebuie să țină cont de cele actuale.
De aceea se propunere îmbunătățirea criteriilor de stabilitate prin a calcula diagrama de stabilitate utilizînd curbe hidrostatice și pantocarene calculate pe creastă de val având lumea egală cu lungimea navei și înălțimea egală cu cea
De asemenea, dacă se efectuează analiza oscilațiilor de ruliu, în ecuația diferențială a mișcării, la calculul momentului de redresare se va utiliza brațul de redresare al diagramei de stabilitate
6.3 Îmbunătățirea criteriilor deterministe de analiză a stabilității de avarie
Această analiză se realizează pentru navele maritime de transport produse lichide în vrac periculoase conform Convenției MARPOL și/sau Codului IBC, pentru vrachiere maritime cu bordul liber redus, conform Convenției Liniilor de Încărcare, pentru navele de navigație interioară de transport produse periculoase conform ADN și pentru navele de pasageri de navigație interioară, conform Directivei 2006/87 și constă în determinarea parametrilor de flotabilitate și stabilitate ai navei avariate pentru toate cazurile de încărcare și de avarie ce pot apare în exploatare și compararea lor cu valorile admisibile impuse de criteriile din reglementările aplicabile.
Pentru verificarea completă însă a siguranței de construcție a acestor tipuri de nave este necesară și verificarea rezistenței longitudinale din punct de vedere al încovoierii în plan vertical avarie conform relațiilor (3.3.1) și (3.3.2) pentru aceleași cazuri de încărcare și avarie pentru care s-a verificat stabilitatea și flotabilitatea și numai dacă este îndeplinit și acest criteriu de rezistență, se poate considera nava aptă de exploatare în siguranță.
6.4 Îmbunătățirea criteriilor probabilistice de analiză a stabilității de avarie
Stabilitatea și flotabilitatea navelor maritime de transport mărfuri uscate și navelor de pasageri, în stare avariată, este reglementată prin criterii probabilistice prevăzute în convenția SOLAS.
Conform acestor reglementări, compartimentarea unei nave se consideră a fi suficientă dacă indicele de compartimentare efectiv A, nu este mai mic decât indicele de compartimentare necesar R și dacă, suplimentar, indicii parțiali As, Ap și Al nu sunt mai mici de 0,9 R pentru navele de pasageri și 0,5 R pentru navele de marfă.
La toate navele cărora li se aplică cerințele de stabilitate din prezentul capitol, gradul de compartimentare prevăzut trebuie să fie determinat de indicele de compartimentare necesar R, după cum urmează:
.1 la navele de marfă cu lungimea (Ls) mai mare de 100 m:
(6.4.1)
.2 la navele de marfă a căror lungime Ls este mai mare de 80 m, dar mai mică de 100 m:
(6.4.2)
unde R0 este valoarea R, calculată în conformitate cu formula din alineatul .1.
.3 la navele de pasageri:
(6.4.3)
unde:
Ls – Lungimea de compartimentare a navei este cea mai mare lungime de calcul din proiect a acelei părții din navă situată la nivelul punții sau punților sau sub puntea sau punțile care delimitează extinderea verticală de inundare atunci când nava este la pescajul maxim de compartimentare,
N = N1+2N2
N1 = numărul de persoane pentru care se prevăd bărci de salvare;
N2 = numărul de persoane (inclusiv ofițerii și echipajul) pe care nava este autorizată să-l transporte suplimentar față de N1.
.4 dacă condițiile de exploatare sunt astfel încât este imposibil de respectat în practică conformitatea pe baza formulei N =N1+2N2 și astfel încât Administrația consideră că există un grad de pericol redus, se poate lua o valoare N mai mică, dar în nici un caz mai mică decât N =N1+N2.
Indicele de compartimentare efectiv A, obținut prin însumarea indicilor parțiali As, Ap și Al (cu adaosul așa cum s-a arătat), s-a calculat pentru pescajele ds, dp și dl în conformitate cu următoarea formulă:
A= 0,4 As + 0,4 Ap + 0,2 Al (6.4.4)
unde:
ds – pescajul maxim de compartimentare este pescajul la liniei de încărcare de vară a navei;
dp – pescajul parțial de compartimentare este pescajul minim de exploatare plus 60% din diferența dintre pescajul minim de exploatare și pescajul maxim de compartimentare;
dl – pescajul minim de exploatare este pescajul de exploatare corespunzător încărcării minime prevăzute și volumului aferent tancurilor, incluzând totuși și balastul ce poate fi necesar pentru stabilitate și/sau imersiune. Navele de pasageri vor include încărcarea completă cu pasageri și echipaj la bord;
Fiecare indice parțial este o sumă de contribuții de la toate cazurile de avarie luate în considerare, utilizând următoarea formulă:
(6.4.5)
unde:
i reprezintă fiecare compartiment sau grup de compartimente luat în considerare,
pi indică probabilitatea ca numai compartimentul sau grupul de compartimente luat în considerare să poată fi inundat, neținând seama de compartimentarea orizontală. Formulele de determinare a acestor probabilități sunt date în Convenția SOLAS;
si indică probabilitatea de supraviețuire după inundarea compartimentului sau grupului de compartimente luat în considerare și ține seama de efectul compartimentării orizontale. Formulele de determinare a acestor probabilități sunt date în Convenția SOLAS;
Această metodă de analiză a stabilității se aplică numai pentru avariile cauzate de coliziunea navelor, însă din înregistrările sistematizate graphic preluate din documentul IMO SLF 55/INF.7 (elaborat având la bază proiectele GOALDS și HARDER) și prezentate în fig. 3.3.8, 3.3.9, 3.3.10 și 3.3.11 [68] se constată că avariile prin eșuare sunt destul de frecvente și ca urmare este necesar de completat criteriul prezentat mai sus cu luarea în considerare a avariilor de fund provocate de eșuări.
6.5 Propunere de îmbunătățire a criteriului de analiză a stabilității intacte și de avarie a unităților de foraj marin autoridicătoare
Organizația britanică Health and Safety Executive (HSE), impune prin Nota de instrucțiuni 6/2007[58], ca pentru unitățile de foraj marin autoridicătoare, stabilitatea de avarie să se evalueze luînd în considerare rezultatele proiectului de cercetare OTO 2000 059 realizat de BMT Fluid Mechanics Limited[59] în urma unor răsturnări de platforme de foraj autoridicătoare pe timpul transportului în Marea Nordului.
În cadrul acestui proiect, stabilitatea intactă și de avarie a unei astfel de unități, în condițiile severe de vânt și valuri din Marea Nordului, a fost verificată printr-o serie de teste efectuate pe un model la scară.
Testele au arătat că criteriile de stabilitate intactă HSE [60] constănd în următoarele cerințe (criteriile sunt aceleași ca cele prevăzute în Codul IMO din 2009 pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin [28]):
Raportul ariilor de sub curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare trebuie să satisfacă condiția (vezi fig. 6.5.1):
(6.5.1)
unde ariile A, B și C sunt calculate până la unghiul R, care este fie unghiul celei de-a doua intersecție a curbelor 2, fie unghiul minim de inundareD, luîndu-se valoarea cea mai mică;
Fig. 6.5.1 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității intacte conform HSE
Unghiul celei de-a doua intersecție a curbelor 2, nu trebuie să fie mai mic de 30o în condiții de uragan puternic și nu mai mic decât 20o (neglijând înclinarea dată de vânt) în timpul mutării pe locație;
Unghiul de înclinare statică 1, nu trebuie să fie mai mare de 15o;
Înălțimea metacentrică GM, nu trebuie să fie mai mică de 0.5 m;
Parametrul brațul de redresare GZ, trebuie să satisfacă relația:
pentru domeniul (min. dintre D sauMsau15o);
unde:
M este unghiul brațului maxim de redresare;
GMo este valoarea minimă permisă a înălțimii GM specificate mai sus,
sunt suficiente pentru siguranța unității împotriva răsturnării.
În schimb, testele au arătat că următoarele criteriile de stabilitate de avarie HSE constănd în următoarele cerințe:
Raportul ariilor de sub curba momentului de înclinare dat de vant de 50 Nd și curba momentului de redresare trebuie să satisfacă condiția (vezi fig. 6.5.2):
(6.5.2)
unde ariile A, B și C sunt calculate de la unghiul S care este fie unghiul de înclinare statică după avarie (fără a ține cont de acțiunea vântului), până la unghiul R, care este fie unghiul celei de-a doua intersecție a curbelor 2, fie unghiul minim de inundareD, luîndu-se valoarea cea mai mică;
Fig. 6.5.2 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității de avarie conform HSE
Unghiul de inundare în condițiile de avarie trebuie să asigure o distanță de siguranță de cel puțin 4 m deasupra suprafeței apei după avarie;
Unghiul de înclinare statică după avarie dar fără a ține cont de acțiunea vântului 1, nu trebuie să fie mai mare de 15o,
nu sunt suficiente pentru siguranță unității împotriva răsturnării, pentru s-a constatat că în condiții de avarie când unul din compartimentele periferice sau interioare sunt inundate, deși aceste criterii a fost îndeplinite, totuși sub acțiunea valurilor cu înălțimea de 5 – 6 m, s-a produs răsturnarea.
Testele pe modelul avariat au arătat că, în cazul în care pentru nava avariată AR ≥ 2.6, răsturnarea nu se produce.
În plus, pentru condiții de avarie, proiectul de cercetare OTO 2000 059 impune ca siguranța unității împotriva răsturnării să fie asigurată pentru două compartimente adiacente inundate.
Deoarece testele efectuate pe modelul avariat au demonstrat că oscilațiile unității de foraj induse de valuri au o influență determinantă pentru siguranța împotriva răsturnării și pentru că asemenea teste pe modele sunt costisitoare și necesită timp îndelungat pentru realizarea lor, s-a făcut mai întâi o analiză a oscilațiilorde ruliu în vederea găsirii unor criterii de stabilitate echivalente ce să poată fi aplicate fără a mai fi necesară încercarea pe modele,dar care să asigure același nivel de siguranță din punct de vedere al stabilității.
În condiții de navigație pe mare agitată cu valuri venind din travers, unitatea de foraj efectuează oscilații cu amplitudine semnificativă pe verticală (heaving) și de ruliu (rolling) (a se vedea fig. 6.5.3).
Fig. 6.5.3 Așezarea dinamică a platformei pe val
Mișcarea platformei pe valuri este definită de cei 2 parametrii și care se pot determina conform principiului D’Alambert din ecuațiile de echilibru dinamic sub acțiunea sarcinilor de inerție, de amortizare, hidrostatice, hidrodinamice și greutăților.
Pentru simplificarea calculelor se fac următoarele ipoteze:
platforma este considerată corp rigid;
bordajele se consideră verticale în zona de variație a pescajului;
înălțimea metacentrică se consider a fi constantă pe timpul oscilațiilor;
amplitudinea oscilațiilor se considera a fi mici;
platforma execută oscilații pe verticală în jurul poziției de echilibru în apă calmă, a căror mărime este notată cu (t). Influiența acestor oscilații asupra stabilității platformei s-a neglijat, fiind mult mai redusă față de oscilațiile de ruliu;
platforma execută oscilații de ruliu în jurul centrului său de greutate și a poziției de echilibru în apă calmă, a căror mărime este notată cu (t);
valurile de întâlnire cu nava sunt regulate și aproximate cu o funcție cosinusoidală:
(6.5.3)
panta valurilor de întâlnire se determină prin derivarea relației (6.5.3) în direcța y, fiind o funcție cosinusoidală:
= (6.5.4)
unde:
hw– înălțimea valului;
k–numărul de val: (6.5.5)
– lungimea valului[64]: (6.5.6)
T – perioada valului: (6.5.7)
c – viteza valului;
– pulsația valului: (6.5.8)
presiunea hidrodinamică pe bordaj cauzată de mișcarea orbital a particulelor din val se neglijează;
pe lățimea navei suprafața valului se consideră plană adică panta valului este constantă având valoarea din planul diametral. Această considerație este valabilă pentru B<<.
S-a considerat că momentele suplimentare de înclinare transversală care acționează asupra platformei, determind-o să execute oscilații de ruliu în jurul centrului de greutate față de poziției de echilibru în apă calmă[62], sunt:
momentul de inerție al maselor platformei:
(6.5.9)
– momentul de inerție al maselor de apă adiționale la platformă ceprticipă la mișcarea de ruliu:
(6.5.10)
– momentul de amortizare hidrodinamică la oscilația de ruliu a platformei:
(6.5.11)
– momentul hidrostatic:
(6.5.12)
unde:
– momentul masic de inerție al maselor navei față de axa de rotație longitudinală ce trece prin centrul de greutate al platformei G;
– momentul masic de inerție al masei de apă adițională la oscilația de ruliu a navei;
– coeficientul de amortizare hidrodinamică la oscilația de ruliu a platformei;
– înălțimea metacentrică transversală.
Aplicând principiul D’Alambert, ecuația de echilibru dinamic sub acțiunea momentelor suplimentare, după prelucrări, are forma:
(6.5.13)
care se mai poate scrie sub forma:
(6.5.14)
unde:
(6.5.15)
(6.5.16)
Ținând cont de ipotezele simplificatoare făcute și de faptul că se studiază comportarea navei în domeniul oscilațiilor mici și având în vedere că este luat în considerare fenomenul de amortizare, ecuația diferențială de ordinul doi (6.5.14), este liniară, iar soluția sa este stabilizată și are forma momentului exterior de excitație :
(6.5.17)
Inlocuind în ecuația (6.5.11)soluția (6.5.14) și derivând și apoi grupând după cos și sin, se obține sistemul de două ecuații în care necunoscutele sunt θa , θ:
(6.5.18)
(6.5.19)
Soluțiile sistemului sunt:
(6.5.20)
(6.5.21)
Prin inlocuirea în relația (6.5.21)a soluției (6.5.20) se găseste:
(6.5.22)
unde :
st – reprezintă înclinarea statică sub acțiunea momentului Mo ;
(6.5.23)
– reprezintă factorul de multiplicare dinamică;
(6.5.24)
– reprezintă pulsația proprie a platformeiei la oscilații de ruliu;
(6.5.25)
– coeficient relativ de amortizare;
(6.5.26)
Utilizând mărimile adimensionale :
– factorul de acordaj definit de relația :
(6.5.27)
– factorul de amortizare definit de relația :
(6.5.27)
formula factorului de multiplicare dinamică (6.5.24) devine :
(6.5.28)
Acest factor are valoarea maximă la rezonanță :
(6.5.29)
Deși oscilațiile de ruliu au fost tratate izolat, fenomenul este mult mai complex, acestea fiind interdependente prin masele de apă aderente, amortizarea hidrodinamică și înălțimea metacentrică care depind de pescaj și înclinarea transversală și longitudinală de oscilațiile pe verticală și de tangaj.
Pe timpul producerii acestor oscilații, flotabilitatea este asigurată în general, însă stabilitatea este afectată pentru că în realitate, înălțimea metacentrică se reduce odată cu înclinarea transversal și longitudinală a platformei și de creșterea pescajului.
Ca urmare, la studiul stabilității platformei în timpul oscilațiilor de ruliu cu amplitudine mare trebuie avut în vedere toate aceste aspect inclusive acțiunea vântului care are o influiență majoră din cauza suprafeței velice mari.
Pentru a lua în considerare acțiunea globală a acestor factori, așa cum se constată și din criteriile prezentate mai sus, evaluarea stabilității platformei trebuie realizată apelând la metode energetice.
În principiu, acestea constau în verificarea dacă, la o oscilație a platformei dintr-un bord în altul, lucrul mecanic dat de acțiunea sarcinilor exterioare, care pot fi vântul și valurile, este mai mic decât lucrul mecanic al momentului de redresare, ignorându-se frecările. Criteriul energetic de stabilitate de avarie prevăzut de HSE și constând în condiția (6.5.2) ignoră oscilațiile platformei și acțiunea valurilor și ca urmare era de așteptat ca să se producă răsturnarea.
Având în vedere cele prezentate mai sus, s-a propus organizației HSE evaluarea stabilității de avarie pentru o unitate de foraj ce lucrează în Marea Nordului, după următoarele criterii de stabilitate în condițiile în care viteza vântului este de 25,8 m/s (50 noduri) din orice direcțieși sunt inundate două compartimente adiacente:
Raportul ariilor de sub curba momentului de înclinare dat de vant de 50 Nd cu luarea în considerare a mișcării de ruliu cauzată de valuri și curba momentului de redresare trebuie să satisfacă condiția (vezi fig. 6.5.3):
(6.5.30)
unde ariile A, B și C sunt calculate conform fig. 6.5.3,
unde:
S este fie unghiul de înclinare statică după avarie (fără a ține cont de acțiunea vântului)
R, este fie unghiul celei de-a doua intersecție a curbelor 2, fie unghiul minim de inundareD, luîndu-se valoarea cea mai mică;
roll este unghiul de ruliu;
Unghiul de inundare în condițiile de avarie trebuie să asigure o distanță de siguranță de cel puțin 4 m deasupra suprafeței apei după avarie;
Unghiul de înclinare statică după avarie dar fără a ține cont de acțiunea vântului 1, nu trebuie să fie mai mare de 15o,
criterii care au fost acceptate.
Fig. 6.5.4 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității de avarie
după criteriile propuse
Aplicând aceste criterii, se prezintă mai jos calculul stabilității de avarie la respectiva unitate pentru un caz de încărcare la limita respectării criteriilor, în vederea deplasării acesteia prin remorcare.
Pentru verificare, mai întâi se determină în tabelul 6.5.1 unghiul de ruliu maximθo conform formulelor de mai sus și a relațiilor indicate de DNV în norma RP – C 104 [62] indus de valuri ce au înălțimea semnificativă de 9 m așa cum indică proiectul OTO 2000 059.
Tabel 6.5.1 – Calculul unghiului de ruliu maximθopentru platforma analizată
S-a efectuat si o analizăpe un domeniu mai larg privind condițiile de exploatare, pentru a constatainfluiențainălțimii valului H, precum și a înălțimii metacentrice GM, asupra unghiului de ruliu θo, în condiții date și la rezonanță, rezultatele fiind prezentate în diagramele din 6.5.4 și 6.5.5.
Fig. 6.5.4 Diagrama unghiului de ruliu funcție de inălțimea valului H și de înălțimea metacentrică GM la platforma analizată în condiții date
Fig. 6.5.5 Diagrama unghiului de ruliu funcție de inălțimea valului H și de înălțimea metacentrică GM la platforma analizată în condiții de rezonanță
Din diagrame se constată că petru condițiile date platforma oscilează cu un unghi de ruliu de 10.3 grade iar la rezonanță acest unghi ajunge la 11.6 grade.
Aceste unghiuri de ruliu au fost determinate neținând cont de prezența picioarelor de sub fundul platformei, care în conformitate cu Codul IMO de stabilitate intactă [39], se consideră că reduc unghiul de ruliu cu 30%, asa încât ruliul în condiții date ar avea valoarea de cel mult 7.2 grade, cel la rezonanță ar avea 8.12 grade.
Aceste valori corespund măsurătorilor și observațiile de la bordul platformei, care indicau unghiuri maxime de ruliu de cca. 8 grade.
Calculele s-au efectuat mai întâi acoperitor cu un unghi de ruliu de10 grade.
Rezultatele acestorasunt prezentate mai jos în tabelele6.5.2 și 6.5.3 precum și în diagrama din fig. 6.5.6.
Tabel 6.5.2 – Parametrii platformei analizate în condiții de avarie
Fig. 6.5.6 Diagrama de analiză a stabilității de avarie a platformei analizate (=3.83)
Tabel 6.5.3 – Rezultatele calculului de stabilitate de avarie pentru platforma analizată
Fig. 6.5.6 Diagrama de analiză a stabilității de avarie a platformei analizate (=3.83)
Din calcule rezultă că raportul limită al ariilor indicate în fig. 6.5.2 conform criteriului de avarie prevăzut de HSE, trebuie să aibă valoarea 3.83 pentru ca această platformă să poată fi exploatată în condiții de siguranță la ruliu cu amplitudinea maximă de 10 grade și vânt de maxim 25.8 m/s, valoaremai mare cu 48% decât cea de 2.6 obținută de BMT în cadrul proiectului de cercetare OTO 2000 059 pentru ca unitatea de foraj autoridicătoare analizată în cadrul acestui proiect să nu se răstoarne.
Dacă amplitudinea de ruliu se ia de 8 grade, conform observațiilor de la bord, rezultatele calculelor sunt date în tabelele 6.5.4 și 6.5.5 precum și în diagrama din fig. 6.5.7, iar în acestc az, raportul după HSE se reduce la 2.84, apropiindu-se de valoarea de 2.6 măsurată de BMT în cadrul proiectului de cercetare, diferența fiind doar de 9.4%, încadrându-se in limite aceptabile.
Tabel 6.5.4 – Parametrii platformei analizate în condiții de avarie
Tabel 6.5.5 – Rezultatele calculului de stabilitate de avarie pentru platforma analizată
Fig. 6.5.7 Diagrama de analiză a stabilității de avarie a platformei analizate (=2.84)
Aceste constatări justifică criteriul propus de a lua în considerare și ruliul la analiza stabilității de avarie alături de acțiunea vântului.
Extinzând, analiza și asupra criteriului de stabilitate intactă HSE prezentat în fig. 6.5.1, s-a constatat, verificând stabilitatea după un criteriu similar de ruliu-vânt ca cel propus pentru stabilitatea de avarie, că la valoarea de 1.4 impusă de HSE, unghiul maxim de ruliu nu trebuie să depășească cca. 6 grade, mai mic decât valorile de ruliu observate în exploatare.
De aceea se propune și pentru stabilitatea intactă criteriul de ruliu-vânt din fig. 6.5.8.
conform căruia raportul ariilor de sub curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare trebuie să satisfacă condiția (vezi fig. 6.5.6):
(6.5.31)
unde ariile A, B și C sunt calculate conform fig. 6.5.6.
Aplicând acest criteriu la limita respectării lui, se prezintă mai jos calculul stabilității intacte la aceeași platformă pentru un caz de încărcare, în condiții oceanice, când viteza vantului ajunge la51.5 m/s, iar unghiul de ruliu ajunge la 10 grade.
Rezultatele calculelor sunt prezentate mai jos în tabelele 6.5.6 și 6.5.7 precum și în diagrama din fig. 6.5.9.
Din calcule rezultă că raportul limită al ariilor , indicate în fig. 6.5.1, conform criteriului de stabilitate intactă prevăzut de HSE și IMO, trebuie să aibă cel puțin valoarea 1.92 pentru ca această platformă să poată fi exploatată în condiții de siguranță la ruliu cu amplitudinea maximă de 10 grade și vânt de maxim 51.5 m/s, valoare mai mare cu 37% decât cea impusă de HSE și IMO de 1.4. De altfel valoarea obținută de BMT în urma testelor din cadrul proiectului de cercetare OTO 2000 059 pentru ca unitatea de foraj autoridicătoare intactă analizată în cadrul acestui proiect să nu se răstoarne, a fost de 1.8, valoare mai mare cu 28.5% decât cea impusă de HSE și IMO.
Fig. 6.5.8 Curba momentului de înclinare dat de vant și curba momentului de redresare, precum și parametrii considerați pentru analiza stabilității intacte
după criteriul propus
Tabel 6.5.6 – Parametrii platformei analizate fără avarie
Tabel 6.5.7 – Rezultatele calculului de stabilitate intactă pentru platforma analizată
Fig. 6.5.9 Diagrama de analiză a stabilității intacte a platformei analizate (=1.92)
Aplicând același criteriu la limita respectării lui, la platforma analizată în aceleași condiții de încărcare și navigație, dar considerând unghiul de ruliu de 8 grade pe baza observațiilor de la bord, s-au obținut rezultatele prezentate mai jos în tabelele 6.5.8 și 6.5.9 precum și în diagrama din fig. 6.5.10.
Tabel 6.5.8 – Parametrii platformei analizate fără avarie
Tabel 6.5.9 – Rezultatele calculului de stabilitate intactă pentru platforma analizată
Fig. 6.5.10 Diagrama de analiză a stabilității intacte a platformei analizate (=1.63)
Din calcule rezultă că raportul limită al ariilor AR, indicate în fig. 6.5.1, conform criteriului de stabilitate intactă prevăzut de HSE și IMO, trebuie să aibă valoarea cel puțin 1.63 pentru ca această platformă să poată fi exploatată în condiții de siguranță la ruliu cu amplitudinea maximă de 8 grade și vânt de maxim 51.5 m/s, valoare mai mare cu 16.5% decât cea impusă de HSE și IMO de 1.4.
Dacă unghiul de ruliu are amplitudinea de maxim6 grade, atunci raportul ARHSE determinat conform HSE și IMO, ia valoarea de 1.41, așa cum se constată din rezultatele prezentate mai jos în tabelele 6.5.10 și 6.5.11 precum și în diagrama din fig. 6.5.11.
Prin urmare, platforma analizată în cadrul acestei lucrări, dacă îndeplinește doar criteriile de stabilitate intactă cerute de HSE și IMO (ARHSE>1.4), nu poate fi deplasată în siguranță pe mare deschisă cu vânt de maxim 51.5 m/s, deoarece amplitudinile de ruliu măsurate depășesc 6 grade și impun calimita minimă pentru să fie mai mare de 1.4.
Constatările de mai sus justifică criteriul propus de a lua în considerare și acțiunea ruliului alături de acțiunea vântului la analiza stabilității intacte.
Tabel 6.5.10 – Parametrii platformei analizate fără avarie
Tabel 6.5.11 – Rezultatele calculului de stabilitate intactă pentru platforma analizată
Fig. 6.5.11 Diagrama de analiză a stabilității intacte a platformei analizate (=1.41)
7 INTRODUCEREA CRITERIULUI GLOBAL PROBABILISTIC DE SIGURANȚĂ DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME
7.1 Generalități
Propunerea de introducere a criteriului global probabilistic de siguranță de construcție a navelor maritime a apărut ca urmare a faptului că rezistența generală a navei și stabilitatea lor în condiții de avarie trebuie asigurate simultan pentru exploatarea acestora în sigurantă. La stabilirea criteriului s-a avut în vedere cele prezentate la 3.3.4 și 6.4 și s-au utilizat instrumentele prezentate la 2.
7.2 Criteriul global probabilistic de siguranță de construcție a navelor maritime
Pentru aprecierea globală a siguranței unei nave avariate privind rezistența generală și stabilitatea, se propune aplicarea unui concept probabilistic, care se bazează pe capacitatea de supraviețuire a navei după avarie, ca mărime de apreciere a siguranței navei, denumită în continuare indice efectiv de supravețuire S.
Se poate demonstra prin teoria probabilităților că indicele efectiv de supravețuire S, al navei pentru un caz de încărcare, se poate calcula ca suma probabilitățile de apariție a avariei la fiecare compartiment și fiecare grupă de două, trei, etc., compartimente adiacete înmulțite cu probabilitățile de suparaviețuire ale navei după asemenea avarii:
(7.2.1)
unde:
i reprezintă indicele fiecarui compartiment sau grup de compartimente luat în considerare,
pi indică probabilitatea ca numai compartimentul sau grupul de compartimente luat în considerare să poată fi avariat în urma unei coliziuni sau a unei eșuări. Pentru coliziuni, pi se determina conform Convenția SOLAS, în Cap.II-1, Partea B-1. Pentru eșuări, pi se determina conform Convenția SOLAS, în Cap.II-1, Partea B-1.
ri indică probabilitatea de supraviețuire din punct de vedere al rezistenței generale, după avarierea compartimentului sau grupului de compartimente luat în considerare și se determină cu formula:
(7.2.2)
Mărimile din formula (7.2.2) au fost definite la 3.3
si indică probabilitatea de supraviețuire din punct de vedere al stabilității, după avarierea compartimentului sau grupului de compartimente luat în considerare, și se determina conform Convenția SOLAS, în Cap.II-1, Partea B-1;
Criteriul global probabilistic de siguranță de construcție a unei nave maritime pentru asigurarea concomitentă a rezistenței generale și a stabilității în situații de avarie se propune a fi reprezentat (prin similitudine cu criteriul probabilistic de stabilitate de avarie cerut de Convenția SOLAS, în Cap.II-1, Partea B-1) de condiția ca suma ST a indicilor parțiali efectivi de supravețuire Ss, Sp și Sl pentru 3 pescaje reprezentative, să nu fie mai mică decăt indicele de supravețuire necesar So
și de condiția suplimentară, ca indicii parțiali Ss, Sp și Sl să nu fie mai mici de 0,9 So pentru navele de pasageri și 0,5 So pentru navele de marfă, adică să fie îndeplinite relațiile:
(7.2.3)
pentru navele de pasageri (7.2.4)
pentru navele de mărfuri (7.2.5)
unde :
(7.2.6)
Ss – indicele efectiv de supravețuire S la pescajul maxim de compartimentare ds considerat a fi pescajul la liniei de încărcare de vară a navei;
Sp – indicele efectiv de supravețuire S la pescajul parțial de compartimentare considerat a fi pescajul minim de exploatare plus 60% din diferența dintre pescajul minim de exploatare și pescajul maxim de compartimentare;
Sl – indicele efectiv de supravețuire S la pescajul minim de exploatare considerat a fi pescajul de exploatare corespunzător încărcării minime prevăzute și volumului aferent tancurilor, incluzând totuși și balastul ce poate fi necesar pentru stabilitate și/sau imersiune. Navele de pasageri vor include încărcarea completă cu pasageri și echipaj la bord;
Indicele de supravețuire necesar So se poate determină în conformitate cu Liniile directoare IMO de evaluare a siguranței în procesul de elaborare a reglementărilor [68].
Dacă se impune același nivel de siguranță probabilistică pentru supraviețuirea globală după avarie ca și pentru stabilitatea de avarie, atunci indicele de supravețuire necesar So, se poate determina cu aceleași formule din Convenția SOLAS, Cap.II-1, Partea B-1, Regula 6 , după cum urmează:
.1 la navele de marfă cu lungimea (Ls) mai mare de 100 m:
(7.2.7)
.2 la navele de marfă a căror lungime Ls este mai mare de 80 m, dar mai mică de 100 m:
(7.2.8)
unde S1 este valoarea So, calculată în conformitate cu formula din alineatul .1.
.3 la navele de pasageri:
(7.2.9)
unde:
Ls – Lungimea de compartimentare a navei este cea mai mare lungime de calcul din proiect a acelei părții din navă situată la nivelul punții sau punților sau sub puntea sau punțile care delimitează extinderea verticală de inundare atunci când nava este la pescajul maxim de compartimentare,
N = N1+2N2
N1 = numărul de persoane pentru care se prevăd bărci de salvare;
N2 = numărul de persoane (inclusiv ofițerii și echipajul) pe care nava este autorizată să-l transporte suplimentar față de N1.
.4 dacă condițiile de exploatare sunt astfel încât este imposibil de respectat în practică conformitatea pe baza formulei N =N1+2N2 și astfel încât se consideră că există un grad de pericol redus, se poate lua o valoare N mai mică, dar în nici un caz mai mică decât N =N1+N2.
8 CONCLUZIILE GENERALE, CONTRIBUȚII ORIGINALE ȘI PERSPECTIVE
LISTA LUCRARI PUBLICATE ȘI PREZENTATE
Studiu asupra robustetii generale a navei pe mare agitata in vederea programarii calculului – Buletinul Tehnic RNR, Nr.1, 1978;
Analiza torsiunii structurilor elastice cilindrice cu pereti subtiri – Bul. Tehn. RNR, Nr. 4, 1979;
Preocupari ale Registrului Naval Roman privind torsiunea navelor maritime cu deschideri mari in punți – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1981;
Analiza starii de solicitare la torsiune in apa calma datorita distribuției asimetrice a greutatilor fata de planul diametral – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 2, 1986;
Optimizarea profilelor elementelor de osatura ale navelor in conformitate cu Regulile RNR – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1986;
Consideratii asupra aplicarii cerintelor de rezistenta longitudinala din Regulile RNR in realizarea unor nave sigure in exploatare si cu o structura de rezistenta optimizata – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1989;
Sistemul informatic de urmarire a comportarii in exploatare a produselor navale – parte integranta din sistemul de asigurare a calitatii navelor – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 4, 1989;
Desfasurarea activitatii de reclasificare continua sub asisten]a calculatoarelor personale compatibile IBM-PC – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1991;
Strength Analysis of Legs of Self Elevating Drilling Units in Transit Conditions – Analele Universitatii Dunarea de Jos din Galati, Fasc. X-Mecanica Aplicata, 2008 – ISSN 1221-4612
Aspect on structural scantlings of small crafts building from composite materials – 5th Conference ”Advanced Composite Materials Engineering” COMAT 2014 16 – 17 October 2014, Brașov
Transom strengthening of rigid inflatable boat(RIB) to increase propulsion power– 5th Conference ”Advanced Composite Materials Engineering” COMAT 2014 16 – 17 October 2014, Brașov
Design Solutions for Jack up Platform Retrofitting – World Journal of Engineering and Technology,Vol.3,No.3,pag,134-148, August 26, 2015 (ISI:0.22) (ISSN Print: 2331-4222),http://www.scirp.org/Journal/ PaperInformation.aspx?PaperID=59149]
Bibliografie
[1] IMO, Rezolutia MSC.287(87) din 20 mai 2010 – Adoptarea standardelor internaționale de construcție bazate pe obiective pentru vrachiere și tancuri petroliere
[2] IMO, Rezolutia MSC.296(87) din 20 mai 2010- Adoptarea de linii directoare pentru verificarea conformitățiicu standardele internaționale de construcție bazate pe obiectivepentru vrachiere și tancuri petroliere cu corp dublu
[3] IMO, Rezolutia MSC.290(87) din 21 mai 2010- Adoptarea de amendamente la Convenția internațională din 1974 pentru ocrotirea vieții omenești pe mare
[4] IMO, Convenția internațională din 1974 pentru ocrotirea vieții omenești pe mare (SOLAS 1974) împreună cu Protocolul din 1978 (SOLAS PROT 1978) și cu Protocolul din 1988 (SOLAS PROT 1988) privind această convenție, așa cum au fost amendate
[5] IACS, Common structural rules for bulk carriers and double hull oil tankers, 2015
[6] View Market Reports 2015 – Electronic document, http://www.allcountries.org/ uscensus/ 1095_merchant_vessels_ships_and_tonnage_lost.html
[7] ***, Safety and Shipping Review 2014 – Electronic document, https://www.allianz.com/ v_1394634022000/media/press/document/AGCS_Shipping_Review_2014_5mb.pdf
[8] Ship Structure Committee – BULK CARRIERS: Design, Operation, and Maintenance Concerns for Structural Safety of Bulk Carriers. Electronic document, http://www.shipstructure.org/case studies/BulkCarriers.pdf and http://maritime-connector.com/ship/eurobulker-x-7386295/
[9] Steamship Mutual – Erika, The Black Tide, Electronic document, http://www.steamshipmutual.com/loss-prevention/ErikaDVD.htm
[10] Ship Structure Committee – PRESTIGE: Complete hull failure in a single-hull tanker. Electronic document, http://www.shipstructure.org/case_studies/ Prestige.pdf
[11] IMO, Protocolul din 1988 la Convenția privind Liniile de Încărcare din 1966
[12] IMO, Rezoluția IMO A.744(18)din 4 noiembrie 1993 -Linii directoare privind programul intensificat de inspecții din timpul supravegherii vrachierelor și petrolierelor
[13] IMO, Rezoluția IMO A.787(19) din 23 noiembrie 1995, – Proceduri pentru Controlul statului de pavilion
[14] IMO,Rezoluția IMO A.862(20) din 27 noiembrie 1997 a –Cod de proceduri pentru încărcarea și descărcarea în siguranță a vrachierelor (Codul BLU)
[15] DETR (1998), M.V. Derbyshire Surveys, UK/EC Assessors’ Report, A summary, Department of the Environment, Transport and the Regions, UK, March 1998
[16] IMO, Rezoluția MSC.193(73) din 3 decembrie 2004 – Codul pentru transportul în siguranță a mărfurilor în vrac (Codul BC)
[17] IMO, Rezoluția MSC.268(85) din 4 decembrie 2008, – Codul pentru transportul în siguranță a mărfurilor în vrac (Codul IMSBC)
[18] IMO, Rezoluția A.1049(27) din 30 noiembrie – Codul internațional din 2011 privind programul intesificat de inspecții efectuate cu ocazia vizitelor la vrachiere și petroliere (Codul ESP 2011)
[19] Standing Commission for Maritime Accident and Incident Investigations CIAIM (Spain), Technical report A-20/2012 – Investigation of the capsizing of merchant vessel DENEB at the Port of Algeciras on 11 June 2011
[20] IMO,.Convenția internațională asupra liniilor de încărcare, încheiată la Londra la 5 aprilie 1966, modificată de protocolul din 1988, așa cum au fost amendate
[21] IMO, Convenția internațională din 1973 pentru prevenirea poluării de către nave, așa cum a fost modificată prin Protocolul din 1978 referitor la aceasta (MARPOL 73/78) împreună cu Protocolul din 1997 privind amendarea convenției (MARPOL PROT 1997), așa cum au fost amendate
[22] IMO, Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 1994 (Codul HSC 1994), modificat de amendamente
[23] IMO, Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 2000 (Codul HSC 2000), modificat de amendamente
[24] IMO, Codul pentru efectuarea în siguranță a transportului mărfurilor și persoanelor de către navele de aprovizionare (Codul OSV), modificat de amendamente
[25] IMO, Codul de siguranță pentru nave cu destinație specială (Codul SPS), modificat de amendamente
[26] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1979), modificat de amendamente
[27] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1989), modificat de amendamente
[28] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 2009), modificat de amendamente
[29] IMO, Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al gazelor lichefiate (Codul IGC), modificat de amendamente
[30] IMO, Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase (Codul IBC), modificat de amendamente
[31] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase, (Codul BCH), modificat de amendamente
[32] IMO, Rezoluția MEPC.94(46) – Sistemul de evaluare a stării navei, modificat de amendamente
[33] IMO, Codul internațional pentru transportul în siguranță al combustibilului nuclear iradiat, plutoniului și deșeurilor cu nivel ridicat de radioactivitate, în formă ambalată (Codul INF), modificat de amendamente
[34] Norme de calcul al dimensiunilor peretelui transversal etanș, gofrat vertical, dintre cele două magazii de marfă situate cel mai în prova și Norme de calcul al cantității admisibile de marfă din magazia situată cel mai în prova
[35] .18Rezoluția MSC.168(79) – Standarde și criterii aplicabile construcției bordajului vrachierelor cu simplu bordaj
[36] Rezoluția MSC.169(79) – Standarde pentru proprietarii de nave cu privire la inspecția și întreținerea capacelor gurilor de magazie de la vrachiere
[37] Codul internațional pentru transportul în siguranță al cerealelor în vrac
[38] Codul de reguli practice de siguranță din 2011 pentru navele care transportă încărcături de lemn pe punte (Codul TDC 2011)
[39] Codul IS 2008 – Codul internațional din 2008 privind stabilitatea navei în starea intactă
[40] Directiva 2009/45/CE a Parlamentului European și a Consiliului din 6 mai 2009 privind normele și standardele de siguranță pentru navele de pasageri, modificată de amendamente
[41] Directiva 97/70/CE a Consiliului din 11 decembrie 1997 referitoare la stabilirea unui regim armonizat de siguranță pentru navele de pescuit cu lungimea de 24 m sau mai mare, modificată de amendamente
[42] Norme tehnice privind clasificarea și construcția navelor maritime, cod MLPTL.ANR – NM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002
[43] Norme tehnice privind clasificarea și construcția unităților mobile de foraj marin, cod MLPTL.ANR – UMFM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002
[44] Directiva 2006/87/CE a Parlamentului European și a Consiliului din 12 decembrie 2006 de stabilire a cerințelor tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente
[45] Acordul european privind transportul internațional al mărfurilor periculoase pe căile navigabile interioare (ADN), adoptate de Comisia Economică a Națiunilor Unite pentru Europa (CEE-ONU), la Geneva, modificat de amendamente
[46] Regulamentul pentru inspecția navelor pe Rhin, modificat de amendamente
[47] Recomandările Comisiei Dunării privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificate de amendamente
[48] Rezoluția CEE – ONU Nr. 61, Recomandări privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente
[49] Norme tehnice privind clasificarea si constructia navelor de navigatie interioară – cod MT.RNR – NI – 99, aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 306/1999, modificat de amendamente
[50] Cerințe tehnice pentru navele de navigație interioară aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 1447/2008
[51] Popovici O., Domnișoru L., Ioan Al. – Rezistența generală a corpului navei – Editura EVRIKA, Braila – 1998
[52] Journée J.M.J., L.J.M. Adegeest L.J.M.,Theoretical Manual of Strip Theory Program “SEAWAY for Windows”, Delft University of Technology,TUD Report No. 1370, 2003
[53] Stoicescu, L., Rezistența Materialelor, Vol I+ Vol II, Ed. Evrika Brăila, 2004
[54] IACS, Requirements concerning strength of ships
[55] ABS, Guidance notes on spectral-based fatigue analysis for vessels, Electronic document,http://ww2.eagle.org/content/dam/eagle/rules-and-guides/current/ conventio-nal_ocean_service/125_sfaforvessels/ship_sfa_guide_e-feb12.pdf
[56] IMO Maritime Safety Committee, MSC75/5/2, Report of FSA Study on Bulk Carrier Safety, 12 February 2002
[57] Andreas I., Ultimate longitudinal strength of corroded and damaged bulk carriers, Doctorate thesis, "Dunărea de Jos" University of Galați, 2010
[58] IMO, Rezoluția MSC.168(79) din 9 Decembrie 2004–Standarde și criterii pentru structurile de bordaj ale vrachierelor construite cu înveliș simplu
[59] HSE, Offshore Information Sheet No 6/2007 (Jack-up (self-elevating) installations: floating damage stability survivability criterion)
[60] HSE, Offshore Technology Report OTO 2000 059 – Investigations into the stability of an intact and damaged jack-up during a wet tow: model test interpretation and assessment
[61] HSE, Stability – Research Report 387, 2005
[62] Domnișoru L., Dinamica navei in mare reala, Ed. Evrika, Braila, 1997
[63] DNV, Recommended practice DNV-RP-C104 for Self-elevating Units
[64] DNV, Recommended practice DNV-RP-C205 for Self-elevating Units
[65] Jeom Kee Paik, Anil K. Thayamballi, P. Terndrup Pedersen, Young Il Park, Ultimate strength of ship hulls under torsion, Ocean Engineering (2001)
[66] IMO, Resolution A.684(17) Explanatory Notes to the SOLAS Regulations on Subdivision and Damage Stability of Cargo Ships of 100 Meters in Length and Over
[67] IMO, SLF 55/INF.7 – The GOAL based Damage Stability project (GOALDS) –Derivation of updated probability distributions of collision and groundingdamage characteristics for passenger ships
[68] Vadim Belenky, Christopher C. Bassler, Konstantinos J. Spyrou, Development of Second Generation Intact Stability Criteria – Naval Surface Warfare Center
[69] Apostolos Papanikolaou, Byung Suk Lee, Christian Mains, Odd Olufsen, Dracos Vassalos, George Zaraphonitis, GOALDS – Goal Based Ship Stability & Safety Standards, Procedia – Social and Behavioral Sciences
[70] IMO, MSC-MEPC.2/Circ.12, Revised guidelines for formal safety assessment (FSA) for use in the IMO rule-making process
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Universitatea Dunărea de Jos din Galaţi [307069] (ID: 307069)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.