Proiect de diplomă [309964]

Proiect de diplomă

Proiectarea și construcția unei nave mici glisoare

Absolvent: [anonimizat]:

Prof. univ. dr. Ing. Cezar Oprișan

Iași – 2018

Cuprins

Tema proiectului

Observații

Considerații privind navele mici

Notați

Nave mici de deplasament

Clasificarea navelor mici

Dimensini principale și coeficienți de finețe

Comportarea în navigație a navelor mici

Rapoartele dintre dimensiuni

Formele la prova

Nave mici glisoare

Generalități asupra navelor glisoare

Condiții pe care trebuie sa le îndeplinească navele glisoare

Viteza navelor

Plutirea

Flotabilitatea și condiții de echilibru

Determinarea greutății navei și a coordonatelor centrului de greutate

Determinarea elementelor plutirii

Calculul suprafețelor plutirii și al abscise centrului de plutire

Calculul momentului de inerție

Calculul suprafeței secțiunii transversale imerse

Calculul volumului carenei și al coordonatelor centrului de arena

Calculul rezistenței de înaintare după încercările bazinului din Roma

Exemplu de calcul

Calculul rezistenței la înaintare după metoda Murray

Exemplu

Calculul practic al elementelor carenei folosind metodele de integrare aproimativă

Reprezentarea grafică a elementelor planului de forme

Stabilitatea la unghiuri mari de înclinare

Generalități prvind studiul stabilității la unghiuri mari de înclinare

Brațul stabilității statice la unghiuri de înclinare mari

Diagrama stabilității statice

Construcția și proprietățile diagramei stabilității

Utilitatea diagramei stabilității statice

Stabilitatea dinamică a navei

Brațul stabilității dinamice

Diagrama stabilității dinamice

Criterii de apreciere a stabilității navelor

Metode de determinare a rezistenței mici la înaintare și a puterii de propulsive

Metode de grupare a componentelor rezistenței la înantare

Determinarea rezistenței la înaintare prin…….de bazin

Calculul rezistenței la înaintare după metode experimentale

Metoda bazinului din Delft

Instalația de propulsive

Motoare de propulsie

Norme pentru puterea motoarelor

Curbele caracteristice ale motorului

Amplasarea motoarelor

Construcția corpului

Sarcinile care acționează asupra navelor mici

Caculul presiunii pe fundul navelor rapide

Determinarea presiunii pe lungimea fundului

Variația presiunii pe lățimea navei

Calculul forțelor de inerție

Sisteme de osatură

Generalități

Sistemul transversal de osatură

Sistemul longitudinal de osatură

Sistemul combimat de osatură

Reguli generale ale registrelor

Dimensionarea structurilor din oțel

Lucrări de execuție a corpului

Materiale utilizate la construcția corpurilor

Construcția corpului din materiale sintetice

Construcția folosind oțeluri

Aliaje de aluminiu

Asamblări prin sudură

Principi de utlizare a îmbinărilor sudate

Asamblări sudate prin puncte

Asamblări sudate în linie

Cîrme

Clasificare

Elemente geometrice ale cârmelor cu profil hidrodinamic

Tipuri constructive de cârme

Forțele care acțonează asupra cârmelor

Amplasarea cârmelor

Calculul cârmei amplsate în curentul elicei

Dimensionarea cârmei

Cârme plate acționate manual

Sisteme de detecție

Setarea unui sonar Side Imaging

Bibliografie

Centralizatorul principalelor parametrii rezultați din proiectare

Centralizatorul cotelor de pe traversa longitudinală central

Anexe

1.Tema proiectului

Să se proiecteze și să se execute o navă mică glisoare având următoarele caracteristici:

Lungimea maxima a navei : Lmax=2700mm;

Lățimea maximă a navei : Bmax=1500mm;

Turația motorului : 𝑛=1500 rot/minut;

Puterea nominală a motorului : PM=10CP(7.36kw);

Deplasamentul : ∆=1250 kg;

Ambarcațiunea se va încadra în categoria navelor glisoare de turism și se va supune regulilor de navigație din Delta Dunării.

2. Observații

Metoda de proiectare are o serie de particularități dintre care amintim:

S-a lucrat într-o echipă formată din 2 proiectanți.

Tema a fost împărțită in volume egale de lucru.a

Fiecare dintre proiectanți a realizat partea aferentă iar în final s-a făcut joncțiunea.

Există puncta care nu au putut fi abordate decât în eclipă, de aceea apar ca rezolvări comune.

Exemple:

Aparatura de detecție și navigare(sonar);

Setarea aparaturii de detecție și navigare;

Proiectele formează unități de sine stătătoare dar trebuie private împreună ca un ansamblu pentru a avea o imagine clară asupra rezolvării temei de proiectare.

3. Considerații privind navele mici

Navele mici prezintă o rezistență la înaintare mărită, rezistență ce poate ajunge până la 55daN pe tona de deplasament, față de 1,4-2,3daN pentru navele comerciale. Rezistența navelor mici poate fi comparată cu cea a unui distrugător de mare viteză.

Rezistența la înaintare de valori mari , în raport cu navele comerciale, este dată de următoarele cauze:

Rapoartele dintre dimensiunile principale L/B, T/B și D/B sunt mai mici;

Numărul Froude, ce reprezintă viteza relativă a navelor mici este mai mare;

Raportul deplasament-lungime este mai mic;

Forma corpului navei este cu mult diferită.

În momentul proiectării unei nave mici, trebuie să se țină cont de destinația finală pentru care va fi folosită nava respectivă. Astfel, o ambarcațiune destinată deplasărilor lungi va trebui să fie confortabilă, să aibă anumite amenajări interioare, să fie economică și să aibă un motor cu propulsie de putere mica, pentru viteze moderate. Spre deosebire de ambarcațiunea precedentă, o ambarcațiune destinată competițiilor de viteză va avea o greutate redusă la minim, cu un confort scăzut, dar cu motoare de putere ridicată pentru obținerea maximului de viteză.

4. Notatii

𝐴- aria suprafeței palelor îndreptate ale elicei sau aria suprafeței cârmei;

𝐴𝑑- aria suprafeței discului elicei;

𝐴𝑀- aria secțiunii transversale imerse maximă;

𝐴𝑊- aria suprafeței plutirii;

𝐵- lățimea maximă a navei la plutire;

𝐵𝑔- lățimea navei în punctul de intersecție a plutirii cu gurna;

𝐵0- lățimea oglinzii navei la plutire;

𝐶𝑚- coeficientul momentului care solicită arborele cârmei;

𝐶𝑝- coeficientul de încărcare a elicei datorită puterii;

𝐶𝑠 – coeficientul de încărcare a elicei datorită împingerii;

𝐶𝑥- coeficientul rezistenței la înaintare a cârmei;

𝐶𝑦- coeficientul forței portante a cârmei;

𝐷- înălțimea de construcție a navei;

𝐸- distanța între ordonatele planului de forme;

𝐹- bordul liber;

𝐹𝑟 – numărul Froude;

𝐺 – masa elicei;

𝐻 – pasul elicei;

𝐻0- pasul analitic al elicei;

𝐿 – lungimea navei la plutire;

𝐿𝑔- lungimea navei la gurnă (proiectată în planul orizontal);

𝐿𝑚𝑎𝑥- lungimea maximă a navei;

𝑀 – momentul forței normale față de muchia de atac a cârmei;

𝑀𝑟 – momentul de răsucire care solicită arborele cârmei;

𝑃 – forța rezultantă care acționează asupra cârmei;

𝑃𝐴- puterea la elice;

𝑃𝐸- puterea efectivă (de propulsie);

𝑃𝑀- puterea nominală a motorului de propulsie;

𝑃𝑛- componenta normală pe pana cârmei;

𝑃𝑡 – componenta tangențială pe pana cârmei;

𝑃𝑥- rezistența la înaintare a apendicelor;

𝑃𝑦- forța portantă pe cârmă;

𝑅𝑎- rezistența la înaintare a apendicelor;

𝑅𝑒 – numărul Reynolds;

𝑅𝑓- rezistența de frecare a carenei;

𝑅𝑛- rezistența la înaintare a carenei nude;

𝑅𝑟 – rezistența rezidua a carenei;

𝑅𝑡 – rezistența totală la înaintare a carenei navei;

𝑅𝑊- rezistența la înaintare provocată de valuri;

𝑆 – forța de împingere dezvoltată de propulsor sau aria suprafeței aripilor portante;

𝑇 – pescajul navei la cuplu maestru;

𝑇0- pescajul la oglindă;

𝑇𝑝𝑟- pescajul la prova;

∇ – volumul carenei;

𝑊 – modul de rezistență;

𝑋 – rezistența la înaintare a aripii imerse;

𝑋𝐺- abscisa centrului de greutate al navei;

𝑋𝑅- abscisa redanului;

𝑌𝑝𝑟- forța portantă pe aripa din prova;

𝑌𝑝- forța portantă pe aripa din pupa;

𝑑 – distanța dintre centrul de greutate al navei și intersecția liniei de plutire, în marș, cu gurna;

𝑑0- diametrul arborelui inferior al cârmei;

𝑑1- diametrul arborelui superior al cârmei;

𝑓 – săgeata curburei transversale a punții;

𝑓𝑚- săgeata maximă a profilului palei supracavitante;

ℎ – distanța dintre planul de bază până la minimul liniei gurnei sau înălțimea cârmei;

𝑙 – brațul stabilității statice sau lungimea medie a safranului cârmei;

𝑛 – turația motorului sau turația elicei;

𝑝𝑚- presiunea medie pe fundul navei;

𝑝𝑚𝑎𝑥- presiunea maximă pe fundul navei;

𝑟 – raza relativă a palelor elicei;

𝑠 – grosimea învelișului cârmei;

𝑡 – grosimea tablelor învelișului corpului, grosimea palei la butuc sau coeficientul de sucțiune;

𝑢 – viteza periferică a elicei;

𝑣 – viteza navei;

𝑣𝑝- viteza apei în discul elicei;

𝑣𝑟 – viteza curentului apei pe pana cârmei;

𝑣𝑠 – viteza navei, în noduri;

𝑤 – coeficientul de siaj;

∝ – coeficientul de finețe al suprafeței plutirii sau unghiul de incidență suplimentar;

∝𝑐 – unghiul de incidență inițial;

∝𝑒 – unghiul de incidență efectiv;

𝛽 – coeficientul de finețe al suprafeței secțiunii transversale imerse maximă;

𝛾 – unghiul de atac al etravei sau greutatea specifică a apei;

𝛿 – coeficientul de finețe al carenei (coeficientul bloc);

∆ – deplasamentul navei;

𝜀 – rezistența la înaintare a palelor elicei;

𝜁𝑓- coeficientul rezistenței de frecare;

𝜁𝑟 – coeficientul rezistenței rezidue;

𝜁𝑡 – coeficientul rezistenței totale la înaintare;

𝜂 – randamentul elicei;

𝜂𝑖 – randamentul ideal al elicei;

𝜂𝑘- randamentul corpului;

𝜂𝑝- randamentul de propulsie;

𝜂𝑀- randamentul reductor-inversorului;

𝜂𝐴- randamentul liniei de arbori;

𝜃 – unghiul de înclinare transversală a fundului în cuplul maestru, raportul de disc sau unghiul de înclinare transversală a navei;

𝜃0- unghi de înclinare transversală a fundului la oglindă;

𝜆 – raport de similitudine geometrică, lungimea valurilor, coeficientul avansului relativ, alungirea relativă a cârmei și aripilor portante;

𝜆𝑖 – coeficientul avansului relativ ideal;

𝜐 – vâscozitatea cinematică a apei;

𝜉𝑝- distanța de la oglindă la aripa pupa;

𝜉𝑝𝑟- distanța de la oglindă la aripa prova;

𝜌 – densitatea apei;

𝜎 – coeficientul de cavitație;

𝜎𝑖 – rezistența la încovoiere;

𝜎𝑡 – rezistența la tracțiune;

𝜏 – coeficientul de corecție la aripile portante;

𝜑 – coeficientul de finețe longitudinal al carenei sau unghiul de asietă;

𝜒 – coeficientul de finețe vertical al carenei;

𝛺 – suprafața carenei navei;

𝜔 – viteza de rotație a elicei.

5.Nave mici de deplasament

a. Clasificarea navelor mici

Navele mici reprezintă o categorie aparte de nave, deosebindu-se de navele mari, în multe privințe și având în același timp părți comune. În general se deosebesc de navele clasice prin dimensiunile principale mai reduse, destinații mai diverse, comportare diferită în timpul navigației, rază de acțiune mică și prin faptul că pot naviga pe ape interioare, lacuri și fluvii, dar și pe mare sau ocean.

În categoria navelor mici intră, de obicei, navele cu lungimi maxime de 60m, iar in unele țări, navele cu lungimi până în 90m. În această lucrare vor fi considerate nave mici navale cu lungimi sub 60m, exclusiv remorchere, care, în toate țările, reprezinta o categorie aparte. La noi in țară, navele cu lungimi mai mici de 12m poarta denumirea de ambarcațiuni.

Este destul de dificil de făcut o clasificare riguroasă a tuturor tipurilor de nave mici aflate în exploatare, deoarece unele dintre acestea au viteze mici sau moderate, iar altele viteze foarte ridicate și pentru obținerea acestor viteze se folosesc principii, aparte de propulsie si propulsare diferite. Se poate face totuși o clasificare a navelor mici dupa următoarele criterii:

Dupa destinație- ambarcațiuni de agrement sau turism, nave mici de intervenție, ambarcațiuni de salvare, nave mici de patrulare, ambarcațiuni de serviciu, cu care sunt dotate navele mari și administrațiile portuare, și ambarcațiuni sportive pentru concursuri de viteză;

Dupa felul propulsiei- nave cu vele, cu motor sau cu propulsie mixtă(cu vele și motor)

Dupa felul propulsorului- nave cu elice aeriană, cu elice hidraulică sau cu jet (produs de pompe)

După tipul aparatului de propulsie- nave mici cu motoare cu aprindere prin scânteie, cu motoare diesel, cu turbine cu gaze sau cu reactoare;

Dupa poziția motorului de propulsie- cu motor în afara bordului(amovobil) și cu motorul fix în interiorul corpului. Acestea din urmă pot avea-transmisie directă de la motor la propulsor; transmisie unghiulară sau transmisie in Z;

Dupa regimul de navigație- nave de deplasament, la care forța de împingere este egală cu deplasamentul (∆= 𝜌 ) și nave mici glisatoare, la care în timpul navigației apare si o forță portantă hidrodinamică care preia o parte din deplasament și reduce volumul imers al navei.

Navele mici glisoare pot fi cu sau fără redane și cu aripi portante. Un caz particular al navelor mici glisoare îl constituie navele cu pernă de aer. La acestea forța portantă se realizează prin introducerea de aer sub presiune, care ridică corpul deasupra apei.

În cele ce urmează se vor studia particularitațile teoretice și constructive de care trebuie să se țina seama la proiectarea navelor mici cu propulsive proprie, dotate cu elice hidraulică și care vor naviga în regim de deplasament sau de glisare.Nu se va trata proiectarea navelor cu perna de aer.

b. Dimensiuni principale și coeficienți de finite

Corpul navei prezintă, în timpul plutrii pe apă, doua părți distincte: carena sau opera vie, care reprezintă partea imersă a corpului, și opera moartă, care reprezintă partea de deasupra plutirii de plină încărcare. Această plutire se va nota în continuare cu 𝐶𝑊𝐿 (linia de apă de calcul).

Elementele geometrice ale carenei sunt cele care conduc la realizarea calităților nautice ale unei nave, deoarece produsul dintre volumul carenei ∇ și masa specifică a apei în care navighează nava este egal cu deplasamentul navei, aceasta fiind relația care stă la baza proiectării navelor:

Fig.1 Dimensiuni principale ambarcațiune

∆= 𝜌∇,

unde: ∇= δLBT ; L este lungimea navei (ambarcațiunii) la plutire, în m; B-lățimea maximă a navei la plutire, în m; T-pescajul maxim al navei, în m; 𝛿-masa specifică a apei, în t/𝑚3 (𝜌=1 t/𝑚3 pentru apă dulce; 𝜌=1,026 t/𝑚3 pentru apă de mare); 𝛿-coeficientul de finețe totală al carenei.

Deplasamentul se exprimă in tone sau tone engleze.

Alte elemente geometrice ale navelor mici sunt urmatoarele (1): H- înălțimea de construcție măsurată în cuplul maestru; F-bodrul liber (se masoara vertical pe bordajul navei in cuplul maestru) ; Lmax- lungimea maximă a navei; Bmax- lățimea maxima a navei măsurată la punte; B- lățimea la oglindă; T0- pescajul la oglindă; θ- unghiul de înclinare al fundului față de planul orizontal; θ0- unghiul de înclinare al oglinzii față de planul orizontal.

Dacă se notează cu Aw- aria suprafeței plutirii de plină încărcare si cu AM- aria secțiunii transversale imerse maxim, între acestea, volumul carenei și dimensiunile carenei există următoarele relații:

– Coeficientul de finețe total al carenei

𝛿 = == 0,619; (1)

– Coeficientul de finețe al suprafeței plutirii

𝛼 = == 0,2435; (2)

– Coeficientul de finețe al secțiunii transversale imerse

𝛽 = = = 0,2435; (3)

– Coeficientul de finețe longitudinal al carenei

= . (4)

Dintre rapoartele între dimensiunile carenei mai importante sunt: L∕B –raportul dintre lungime si lătime, care dă indicații asupra stabilitații de drum și a vitezei și T∕B – raportul dintre pescajul corpului și lățime, care oferă indicații asupra pescajului, respective al tipului navei.

În tabelul 1.1 sunt date unele valori ale rapoartelor între dimensiunile și coeficienții de finețe pentru câteva tipuri de nave mici. Din analiza acestui tabel se observă că atât rapoartele între dimensiunile principale, cât și coeficienții de finețe sunt mai mici pentru navele clasice, excepție făcând L/B, raport care se apropie de cel al remorcherelor pentru unele din navele mici.

Tabel 1.1

c. Comportarea în navigație a navelor mici

În timpul navigației, în special pe valuri, navele mici se comportă fiecare în alt mod, mult diferit de navele clasice. Astfel navele mici execută mișcări de ruliu și tangaj cu perioade mici de oscilație, iar la navigația pe valul primesc șocuri puternice asupra fundului, care sunt transmise apoi întregului corp.

Pentru ca echipajul și pasagerii să nu simtă influența oscilațiilor și șocurilor navele mici trebuie să respecte anumite rapoarte între dimensiuni, coeficienți de finețe și forme ale pupei si provei, în funcție de viteza navei, de destinația acesteia și uneori chiar în funcție de deplasament.

Deoarece nu se poate face o analiză a tuturor factorilor care influențează performanțele navei, în continuare se vor lua în considerare pe rând fiecare din factorii menționați.

d. Rapoartele dintre dimensiuni

Raportul L/B, care în principiu determină suprafața plutirii, poate varia în limite destul de largii; se alege din tabelul 1.1. Există o veche zicală în construcția navelor “lungimea fuge”, adică o navă este cu atât mai rapidă cu cât are lungimea mai mare. Acestă zicală este numai în parte adevărată, deoarece o apreciere corectă nu se poate face fără a tine seama și de mărimea deplasamentului, respectiv de valoarea deplasamentului relativ .

În mod obișnuit, la proiectarea navelor mici, lungimea de plutire rezultă din condițiile de funcționalitate. Proiectantul face un studiu preliminar, prin care amplasează în corp toate compartimentele care asigură navei îndeplinirea tuturor condițiilor impuse prin destinația acesteia. Astfel se stabilesc lungimea picurilor prova si pupa, lungimea cabinelor cu paturi, lungimea cabinelor salon, lungimea compartimentului de mașini și a tancurilor de combustibili etc., prin însumarea obținându-se lungimea la plutire totală minima. Alegând raportul L/B și având lungimea la plutire a navei, rezultă lățimea la plutire a navei.

Lațimea astfel dedusă depinde de corecta alegere a raportului L/B. Deoarece nu este deocamdată posibilă efectuarea calculului de stabilitate, pentru verificarea lățimii, trebuie să se folosească datele statistice. Astfel se compară lățimea calculată cu lățimea din figura 2, în funcție de volumul carenei si de viteza navei, pentru fiecare zonă. De exemplu, în zona A, indiferent de mărimea volumului carenei, toate navele mici vor fi zvelte. În zona B stânga, navele mici trebuie să fie zvelte, iar în zona B dreapta, lățimile mari sunt avantajoase.

Volumul carenei: v=1,5*2,7*0,25=10125m3;

∆= 𝛿 *∇- 𝛿=0,6t/m3;

∇= 𝛿LBT=2,7*1,5*0,45=0,455m3.

Raportul T/B afectează atât viteza cât și stabilitatea de drum. Un raport T/B mic va facilita glisarea navei, în schimb stabilitatea de drum va scădea. Pentru a nu se manevra timona în permanență, va trebui să i se mărească suprafața în derivă, prin adăugarea unui derivor în planul diametral. Prin aceasta stabilitatea de drum crește, dar în același timp se va reduce viteza cu puțin, datorită rezistenței la înaintare suplimentare.

În mod obișnuit, înălțimea de construcție D este determinată de rezistența longitudinală, care este întotdeauna asigurată pentru navele de mici dimensiuni. Astfel, înălțimea de construcție D se alege în funcție de destinația navei și dimensiunile de gabarit ale motorului. Pentru ambarcațiunile de turism înălțimea de construcție se determină abia după ce s-au stabilit înălțimile încăperilor situate sub punte, iar apoi se verifică dacă spațiul pentru motor permite montarea acestuia și accesul mecanicilor pentru întreținere și reparații. Pentru ambarcațiunile glisoare de competiții înălțimea de construcție aleasă trebuie să determine o suprafață velică cât mai mică, riscând ca motorul să depășească cu puțin linia punții.

Figura 2 Alegerea lățimii navelor mici

Întotdeauna navele mici trebuie prevăzute cu un bord liber minim F, care după normele Registrului Naval Român este de 230 mm pentru ambarcațiuni cu L6 m și Δ10 t iar pentru ambarcațiuni cu L=6…7 m bordul liber minim este de 240 mm și crește cu câte 10mm pentru fiecare metru de lungime în plus a navei.

Deci, înălțimea de construcție este:

D=T+F (5)

unde:

T-pescajul navei; T=220mm;

F-bordul liber ; B=280mm;

D=T+F=220+280=500mm

e. Formele la prova

În construcția navelor mici, proiectarea formelor la pupa și provă este foarte dificilă. Proiectantul trebuie să obțină astfel de forme la prova care să schimbe direcția apei provenite din valul de prva, în așa fel încaât acesta să nu urce spre punte. Valul de prova se datoreaza mișcării navei, peste care se suprapun valurile natural ale apei în care navighează nava.

Când apa izbește un corp solid, aceasta își schimbă direcția și se deplaseaza brusc după o direcție tangentă la suprafața izbită. De aceea prova trebuie să aibă formele în așa fel evayate, încât să devieze apa înainte. Dar cu toate acestea nu poate fi definite cu precizie forma la prova și nici măcar încercările pe modele nu o pot defini, din cauza multiplilor factori care intervin, si anume: lungimea și înălțimea valului, viteza navei precum și viteza de tangaj. O mică modificare a unuia din acești factori poate să transforme o variantă care pare idealăn mereu inferioară.

O determinare corectă a formelor la prova este condiționată de etravă. Pentru o propulsie eficientă etrava trebuie să aibă un unghi de intrare a liniei de apă de calcul cât mai mic. Acest unghi se măsoară între planul diametral și tangenta la linia de apă la capătul sau din provă(fig.3) și are de obicei γ=12 … 20ș. În plus etrava trebuie să fie cât mai ascuțită la plutire și extinsă suficient deasupra apei. Dacă etrava este groasă, pe suprafața ei presiunea va fi destul de mare, iar valul de prova va urca abrupt pe etravă. La o etravă ascuțită, valul va atinge înălțimea maximă spre pupa, unde formele evazate vor îndepărta valul de corp. Un unghi mic al etravei va condiționa însă forma liniilor de apă în

Figura 3

plan, care, pentru a fi racordate la lățimea maximă, trebuie să aibă o concavitate pronunțată.

Linia punții în plan depinde, într-o oarecare măsură de formele carenei la provă. La navele vechi, linia punții în plan era foarte apropiată de forma liniei de apă de calcul, rezultând astfel prova în formă de pană. Asemenea nave aveau o mica rezervă de flotabilitate la prova și pe valuri mari puntea era în permanență înfundare.

Mărimea rezervei de flotabilitate prin folosirea formelor convexe (fig.4.b )nu este convenabilă deoarece necesită o etravă cu unghi γ mai mare dacât cel admis. Singura solutie pentru navele mici cu forme rotunde, de a realiza ambele condiții (unghi γ mic si rezervă de flotabilitate mărită) este folosirea formelor concave (fig.4. c).

Figura 4

Figura 5

Navele cu forme în V beneficiază de avantajul obținerii ambelor deziderate fără modificări costisitoare ale corpului, pe lungimea sa (fig. 5).

Dacă formele provei prezintă importanță în secțiune transversală, nu mai mică importanță prezintă forma etravei în planul lomgitudinal, care determină lungimea maximă a nevei. Astfel viteza și puterea instalată depind de lungimea la plutire, iar lungimea totală influențează spațiul necesar amenajărilor, respectiv costul.

Figura 6

În figura 6 sunt prezentate câteva tipuri de etrave. În fig. 6 a, este arătată etrava dreaptă, care în prezent nu se mai folosește. Etrava din fig. 6 b, ușor curbată și înclinată, poate fi considerată etrava economică, pentru că asigură o rezervă de flotabilitate. Cele mai indicate forme pentru etravă, din toate punctele de vedere, sunt cele arătate in fig. 6 c, si 6 d.

6. Nave mici glisoare

a. Generalități asupra navelor glisoare

Pentru obținerea unor viteze superioare, cu o putere instalată cât mai mică, este necesar să fie redusă simțitor rezistența la înaintarea navei. În principal, micșorarea rezistenței la înaintere se bazează pe reducerea la minimum a suprafeței carenei navei, ceea ce se poate realiza prin urmatoarele procedee:

Proiectarea formei carenei și alegerea rapoartelor între dimensiuni în așa fel încât, la o anumită viteză, nava să treaca în regim de glisare;

Reducerea suprafeței carenei prin utilizarea aripilor portante;

Reducerea completa a operei vii prin utilizarea pernei de aer care susține nava.

În prezenta lucrare se vor analiza posibilitățile de sporire a vitezei prin primele doua procedee. Fenomenul care stă la baza glisării este urmatorul: pe o suprafață plană, aflată în mișcare la suprafața apei, cu viteza v, având un unghi de incidență 𝜑 față de nivelul apei,se naște o presiune dinamică a cărei intensitate variază de-a lungul suprafeței udate Lu (Fig. 7).

Valoarea maxima a presiunii se stabilește în punctual S, numit punct de stagnare a particulelor de fluid, care este și centrul de presiune. Rezultanta presiunii dinamice asupra plăcii se concretizează în component normală RN, iar rezistența de frecare a plăcii cu particulele de fluid, se concretizează îm component Rf. Rezultanta celor două componente este forța R, care reprezintă acțiunea apei asupra plăcii aflate în mișcare cu viteza v. Descompunând forta R pe direcția orizontală și verticală, se obțin componentele Rt si PH. Componenta Rt , este rezistența la înaintere pe care o întâmpină placa în mișcare, iar componenta PH este portanța hidrodinamică a plăcii.

Dacă unei nave i se compun formele carenei în așa fel încât să capete o formă cât mai apropiată de forma plană și prin amplasare greutăților i se asigură un unghi de incidență al fundului față de suprafața apei, atunci, la o anumită viteză, presiunea dinamică ce se produce pe fundul carenei va atinge valori comparabile cu deplasamentul navei, carena este ridicată din apa, rezistența la înaintere scade considerabil și nava poate atinge o viteză mult superioare aceleia pe care ar atinge-o cu aceeași putere instalată dacă ar naviga în regim de plutire.

Figura 7

b. Condiții pe care trebuie să le îndeplinească navele glisoare

Forma perfect plană a fundului canei este cea mai eficientă din punctul de vedere al fenomenului glisării, dar nu este cea mai adcvată pentru navele glisoare de mare viteză, cărora li se impun înalte calități manevriere și o bună stabilitate de drum. De aceea, practic, fundul carenei se execută cu un anumit unghi de stelare. În acest caz, linia punctelor de stagnare este oblică pe lungimea fundului. Repartiția presiunilor pe o direcție A-A, paralelă cu linia chilei, arată că în prova liniei de stagnare se înregistrează o mică depresiune, după care presiunea crește rapid, atingând valoarea maximă pe linia de stagnare, ca apoi să descrească spre zero la pupă(Fig, 8).

Fenomenul de glisare începe să apară la viteza relativă =8,3, dar este mai pregnant pentru >12. Se consideră că valoarea maximă a vitezei ce se poate obține prin glisare este =22,7. Pentru a obține valori mai mari pentru viteză suprafața udată se poate micșora doar prin folosirea de redane transversale și prin folosirea aripilor portante.

Rezistența la înaintere a unei nave se datorează, în principal, rezistenței rezidue și rezistenței de frecare. Prin fenomenul de glisare, însoțit de apariția portanței hidrodinamice, împingerea devine mai mare decât greutatea navei și, în consecință volumul imers scade. Ca o consecință, componentele rezistenței la înaintare sunt cu mult inferioare componentelor unei nave care navighează în regim de plutire, având aceeași viteză și același deplasament.

Figura 8

Parametrul principal care determină apariția fenomenului de glisare este unghiul de incidență al fundului 𝜑. Acest unghi depinde de poziția pe lungime a centrului de greutate, de forma și dimensiunile suprafeței de glisar, aceasta din urmă fiind hotărâtoare pentru determinarea lungimii suprafeței udate în marș și deci în stabilirea poziției centrului de presiune. Unghiul de incidență crește odată cu deplasarea centrului de greutate al navei spre pupă.

Se consideră că o navă se află în regim de glisare dacă îndeplinește următaorele criterii: rezistența la înaintere se reduce de la 25%-75% din greutatea totală a navei, la 10%…15% din aceeași greutate; în regim de glisare cel puțin 0,5-0,9 din greutatea navei este suportată de portanța hidrodinamică PH ; nava se apupează, stabilindu-se, în regim de croazieră, la un unghi de asietă φ=2°…6°; suprafața udată și lungimea udată la chilă se micșorează apreciabil; se formează un jet de stropi ce sunt împrăștiați în cele două borduri.

Navele glisoare, când navighează cu viteză mai mică decât viteza la care apare portanța hidrodinamică, au calități nautice inferioare navelor clasice, deoarece formele carenei nu sunt adecvate deplasării în regim de plutire. De cele mai multe ori, curba puterii necesare propulsiei prezintă un maxim (Fig, 9), așa-numita zonă critică, peste care nu se poate trece dacă instalația de propulsie nu posedă o rezervă de putere. În lipsa rezervei de putere, zona critică poate fi depășită numai prin reducerea corespunzătoare a deplasamentului navei.

Din această cauză navele glisoare trebuie să mai îndeplinească unele condiții suplimentare:

Viteza la care nava trece peste zona critică trebuie să fie mai mică, dar nu trebuie să fie mai mică decât viteza la care o navă, în regim de plutire sau deplasament, consumă aceeași putere;

Viteza la care nava se stabilește în regim de glisare trebuie să fie mult sub viteza de croazieră, deoarece, în caz contrar, la scăderea vitezei de înaintere, ca urmare a acțiunii factorilor externi(valuri, vânt), nava va trece brusc din regim de glisare în regim de plutire și pentru a atinge din nou viteza de glisare trebuie sa treacă peste zona critică.

Figura 9

În privința rezistenței locale a corpului trebuie precizat că, pentru navele glisoare se impun măsuri constuctive privind consolidarea în special a planșeelor de fund, care sunt supuse unor presiuni înalte și unor solicitări puternice prin șoc la impactul cu valurile.

Viteza de înaintare mai depinde de deplasamentulnavei și de puterea instantă. Pentru ca glisarea să poată avea loc trebuie ca raportul dintre deplasamentul Δ și puterea instalată PM să varieze între limitele 25-30 kg/CP (33-40 kg/kw). În mod normal, glisarea apare cu atât mai repede, cu cât acest raport este mai mic. Dacă =20kg/CP(27 kg/kw)se poate aprecia că ambarcațiunea este glisoare. Acest raport este folosit în proiectare pentru aprecierea calităților nautice ale navelor glisoare.

Pentru a avea o imagine mai clară asupra diferențelor existente și sub acest aspect între navele clasice și navele mici autorii au făcut un studiu statistic asupra unor categorii de nave construite în perioada anilor 1950-1962:

Cargouri de tipul Shelterdeck

=1500…3800kg/CP=2000…5200kg/kw (6)

Cargouri de tipul Volldeck

=1800…4000kg/CP=2400…5400kg/kw. (7)

7. Viteza navelor

Determinarea vitezei navelor mici, în prima fază a proiectării este dificilă și incertă, deoarece în această fază trebuie să se cunoască dacă formele admise, motorul de propulsie avut în vedere și deplasamentul stabilit aproximativ vor conduce la obținerea vitezei, impusă de obicei prin tema de proiectare.

De obicei calculul vitezei implică multe necunoscute, iar faptul că unele dintre acestea nu se pot aprecia corect la început dau o anumită doză de incertutudine, care de multe ori este întemeiată. Proiectarea unei nave, dar în special a unei nave rapide, presupune rezolvarea tuturor problemelor prin mai multe aproximații, precizia calculelor crescând odată cu numărul aproximațiilor.

Viteza navei depinde de puterea și turația motorului de dimensiunile principale și de formele de calcul. Dacă primii fctori pot fi determinați corect, considerându-se influența acestora asupra vitezei, nu același lucru se poate spune și despre influența formelor, care se poate determina doar prin probele de remorcare și autopropulsie a modelelor în bazine de carene.

Una dintre cele mai vechi formule folosite pentru determinarea vitezei navelor mici este cea elaborată de H. Brix:

= , (8)

unde: 𝒗 este viteza navei, in noduri (1 nod=1852m/h); PE –puterea efectivă sau puterea la de remorcare, in CP(dacă puterea este dată în kw aceasta se va împarți la 0,736); Δ- deplasamentul, în tone de 1000 kg; L, B- lungimea, respectiv, lățimea navei la plutire în m.

Relația dă rezultate destul de exacte și nu are restrucții de aplicare. Pentru a ușura calculul în tabelul 2.1 sunt calculate valorile iar în tabelul 2.2 valorile .

D. De Groot propune pentru calculul vitezei următoarea relație publicată de W. P. A. Van Lammeren:

𝒗=2.6, (9)

în care: 𝒗 este viteza navei, în noduri; L- lungimea navei, în m(măsurată cu 100 mm deasupra linieie de plutire) ; ∇- volumul carenei, în m3 ; PM- puterea motorului, calculate cu relația:

PM= CP sau PM= kW, (10)

În care: N este numărul de cilindrii ai motorului; d- diametru cilindrilor, în cm; s- cursa pistonului, in cm; n- turația motorului, în rot/min; K-coeficient(pentru motoare în patru timpi K=200 000).

Relația se aplică cu următoarele restricții: L=8…9 m; B≥(0.80+L/8)m; Δ≥2500kg; capacitatea cilindrică cel mult 3000 cm3 (pentru motoare în patru timpi), din care cauză se poate utiliza numai pentru anumite nave și anumite motoare(la calculul puterii motorului nu se tine seama de raportul de compresie) care modifică fundamental puterea reală a motorului.

Inginerul Karl Marconi propune pentru calculul vitezei trei diagrame, diferentiate pe tipuri de nave mici. În figura 10 este data diagrama pentru calculul vitezei navelor glisoare de turism cu forme în V în funcție de raportul dintre deplasamentul navei, în kg, și puterea la elice, în CP sau în kw, și de suma lungimii și lățimii la plutire, în metri. Paralelele la acele de coordonate, duse prin puntele corespunzătoare se vor întâlni pe una din dreptele de viteză constantă sau în apropierea acestora. Dreptele de viteză constantă sunt trasate pentru gama de randamente ale produsului 𝜂=0.66…0.71. În figura 11 este prezentată diagrama pentru determinarea vitezei navelor glisoare de curse pentru gama de randamente 𝜂=0.70…0.77. În cazul nevelor cu două motoare se face suma puterii motoarelor.

Pentru determinarea vitezei navelor mici de deplasament MarranB. Si R. Shaw recomandă nomograma din figura 12. Se unește punctual care reprezintă puterea nominală a mașinii de propulsive PE cu punctul care reprezintă lungimea L între perpendiculare. La interesecția cu dreapta care reprezintă volumul carenei, in m3 , se determină viteza navei.

Exemplu: L=10m; PE =200CP(147 kw) și ∇=5m3 se obține 𝒗=34km/h.

Din analiza primelor două diagrame se constată că o mare influență asupra vitezei o are raportul Δ/PM . Pentru a realiza, cu aceeași putere instalată, o viteză mai mare, trebuie să fie redus, cât posibil, acest raport de preferință sub 20kg/CP(27kg/kw).

Figura 10

Figura 11

Figura 12

În concluzie, pentru calculul vitezei navelor mici, în prima fază a proiectării formulele indicate se pot aplica cu bune rezultate, astfel:

Pentru navele de deplasament muc formula lui K. Marconi, iar pentru cele cu deplasament mare formula lui H. Brix; verificarea se poate face după nomograma lui B. Marran și R. Shaw, sau calculând media aritmetică a vitezelor determinate prin ambele metode;

Pentru navele glisoare diagramele lui K. Marconi differentiate pentru glisoare de turism și glisoare de concurs.

Pentru ambarcațiuni având volumul carenei sub 1m3 nomograma lui B. Marran si R. Shaw nu poate fi utilizată pentru aprecierea corectă a vitezei.

Juan Baader, un mare constructor de nave, propune, pe baza unor date statistice și a experienșei sale îndelungate, să se utilizeze pentru determinarea vitezei, în primă aproximație, diagrama din figura 13. Cele doua curbe, superioară și inferioară, limitează o zonă în care se încadrează cele mai multe nave mici constructive. Curba superioară, corespunzând pentru nave neeconomice, se va evita; curba inferioară corespunde pentru nave economice. Aceasta din urmă ar putea fi folosită pentru determinarea vitezei, însă este condiționată de alegerea corectă a formelor corespunzătoare uneianumite viteze relative. Tocmai datorită existenței incertitudinii privitoare la alegerea celor mai corecte forme și rapoarte între dimensiunile principale în lucrare, se recomandă utilizarea curbei intermediare (de calcul).

Figura 13

Cu rezerva meționată privind alegerea formelor, se apreciază că diagrama din figura 13 conduce la rezultate foarte bune în primul stadiu al proiectării unei nave mici, putând fi utilizată de către proiectanți.

8. Plutirea

a. Flotabilitatea și condițiile de echilibru

Flotabilitatea este proprietatea navei de a se menține în stare de plutire având la bord toată încărcătura. Asupra navei în stare de plutire acționează un sistem de forțe format din rezultanta greutăților și rezultanta forțelor de presiune a apei asupra carenei.

Rezultanta forțelor de greutate P acționează pe direcție vertical, trecând prin centrul de greutate G al navei, de coordonate 𝑥𝐺,,𝑧𝐺 (fig.14).

Rezultanta forțelor de presiune hidrostatică (forța lui Arhimede, sau împingerea) ce se excercită asupra carenei navei acționează pe direcție verticală și trece prin centrul de carenă C, de coordonate 𝑥𝐶,,𝑧𝐶 (figura 3.1), dar este orientată pe verticală în sus. Forța de împingere este egală cu greutatea volumului de lichid dezlocuit (g𝜌∇), care mai poartă și denumirea de deplasamentul navei Δ.

Figura 14

Nava plutește dacă cele două forțe (greutatea navei și împingerea) sunt egale și de sens contrar:

P= g𝜌∇,

relație ce reprezintă ecuația generală a plutirii.

Pentru ca nava să plutească pe carenă dreaptă mai este necesar de asemenea ca cele două forțe să acționeze pe aceeași verticală.

Din figura 3.1 se observă că această condiție este satisfăcută dacă între coordonatele centrului de greutate și centrului de carenă exista relațiile:

𝑥𝐶=𝑥𝐺

𝑦𝐶=𝑦𝐺=0.

Aceste trei relații constituie ecuațiile de echilibru ale navei. Dacă nu sunt îndeplinite ultimele două condiții, nava plutește înclinată longitudinal (𝑥𝐶≠𝑥𝐺), transversal (𝑦𝐶≠𝑦𝐺) sau după o direcție oarecare.

Pentru a fi satisfăcute condițiile de plutire necesare în exploatarea navei din faza de proiectare trebuie să se cunoască: greutatea, coordonatele centrului de greutate, volumul carenei, coordonatele centrului de carenă precum și alte elemente geometrice și mecanice utilizate în studiul stabilității.

b. Determinarea greutății navei și a coordonatelor centrului de greutate

Calculul greutății navei se face pe baza unui tabel de greutate, unde se trec grupele de greutate 𝑃𝑖 și coordonatele centrelor de greutate ale acestora 𝑥𝑖,,𝑧𝑖.

Greutatea totală va rezulta prin însumarea grupelor de greutăți,

. (11)

Coordonatele centrului de greutate se determină din ecuațiile de momente statice scrise față de cele trei plane ortogonale:

; ; . (12)

Modul de împărțire pe grupe de greutăți depinde de stadiul de proiectare.

În faza de proiect preliminar, tabelul de greutăți se realizează pe baza unor grupe mari de greutăți ce se determină prin formule determinate experimental și coeficienți din literatura de specialitate.

Dacă se cunoaște proiectul de execuție, se întocmește un calcul de greutate detaliat pe baza planurilor tuturor elementelor componente, folosind o metodă tabelară ce sistematizează calculul ca în tabelul 8.1.

c. Determinarea elementelor plutirii.

Elementele plutirii care se vor determina sunt:

suprafețele plutirilor și centrele de greutate ale acestora;

momentele centrale principale de inerție ale suprafețelor plutirilor în raport cu axele ce trec prin centrul de greutate F.

c.1. Calculul suprafețelor plutirii și al abscisei centrului de plutire

Se consideră o plutire oarecare (fig, 15), raportată la sistemul de axe xOy, simetrică față de planul diametral. Dacă se consideră elementul de arie dA=2y·dx, suprafața plutirii se calculează prin integrare între limitele −𝐿2…𝐿2.

(13)

Abscisa centrului de greutate al plutirii se determină din ecuația de momente statice în raport cu axa Oy;

; (14)

Ordonata centrului de greutate al plutirii se ia =0, din considerente de simetrie a plutirii față de planul diametral.

Figura 15

c.2. Calculul momentelor de inerție

Momentul de inerție al elementului de arie dA din figura 15 în raport cu axa Ox este , de unde rezultă prin integrare:

(15)

Momentul de inerție în raport cu axa Oy este dat de relația

. (16)

Pentru calcularea momentului de inerție față de axa ce trece prin centrul de greutate F, paralelă cu axa Oy, se aplică teorema lui Steiner:

. (17)

c.3. Calculul suprafeței secțiunii transversale imerse

Dacă se consideră secțiunea transversală din figura 16, în același mod, pornind de la elementul de suprafață y·dz, prin integrare, rezultă suprafața ariei imerse:

, (18)

unde: T este pescajul navei; y-semilățimea la plutire.

Figura 16

c.4. Calculul volumului carenei și al coordonatelor centrului de carenă

Volumul carenei se poate obține împărțind corpul navei în volume elementare pe direcție longitudinală sau verticală (fig, 17). Prin integrare, considerând volumul elementar din figura 3.4, d=dx, rezultă

. (19)

Dacă se exprimă suprafața secțiunii transversale prin integrala din (3.9),

. (20)

Considerând volumul elementar din figura 17 și integrând pe verticală, volumul carenei va fi dat de relația:

. (21)

Exprimând suprafața plutirii conform (18), relația pentru volumul carenei devine:

. (22)

Figura 19

Centrul de greutate al volumului părții imerse adică centrul de carenă, are coordonatele . Din considerente de simetrie a carenei față de planul diametral .

Abscisa și cota ale centrului de carenă se determină din ecuațiile de momente statice în raport cu planele yOz si xOy:

; ;

; .

xc=1,35mm;

yc=0,75mm;

zc=0.

9.Calculul rezistenței la înaintare după încercările bazinului din Roma

Încercări de bazin complete pe modele de nave mici au fost efectuate la bazinul hidrodinamic din Roma. Lucrarea conține rezultatele încercărilor pentru 10 tipuri de nave mici, fiecare model fiind încercat în mai multe situații și într-o gamă largă de viteze. Pentru a ușura alegerea modelului optim, la o anumită viteză, s-au reunit într-un grafic rezumativ raportul dintre rezistența la înaintare și volumul carenei în funcție de numărul Froude pentru cinci carene (fig. 18).

În calculul rezistenței la înaintare după această metodă se folosesc notațiile: -lungimea navei la gurnă; E-distanța între secțiunile transversale; -lățimea maximă la gurnă; B-lățimea la gurnă în punctul de intersecție cu plutirea; -lățimea medie, ; -suprafața fundului navei proiectată pe planul orizontal; d-distanța centrului de masă față de intersecția dintre plutire și gurnă; h-înălțimea minimă a gurnei față de linia de bază; -lungimea udată măsurată la chilă; S-suprafața udată în marș; -viteza navei, în noduri; -unghiul de stelare al fundului, măsurat față de planul de bază (la și ); -unghiul de înclinare al fundului față de planul de bază, măsurat într-un plan longitudinal situat la și , în staționare; -unghiul de înclinare al chilei față de linia de bază, în staționare; -unghiul de înclinare al chilei, în marș; Fr-numărul Froude (); ε-numărul indice al raportului portanță-volum (); -volumul carenei).

Exemplu de calcul

Să se determine elementele geometrice ale planului de forme, rezistența la înaintare și puterea efectivă pentru o ambarcațiune de agrement maritimă având volumul carenei egal cu: pentru gama de viteze .

Din figura 18 se adoptă modelul 1075-2a a cărui carenă prezintă rezistența la înaintare specifică cea mai mică.

Datele experimentale ale modelului 1075 seria 2:

Fr=2,5;

Vm=6,319;

Lkm=0,674;

10-6Rem=1,849;

103 𝜁fm=4,119;

Sm=0,1529;

Rtm=0,689;

Rrm=0,350;

∝c=5,55;

𝜀=63,4.

rezistența de frecare [kg];

rezistența reziduă [kg];

puterea de propulsie [CP].

Figura 18 Raportul dintre rezistența la înaintare și volumul carenei în funcție de numărul Froude pentru cinci carene

Rezistența la înaintare a apendicelor nu a fost calculată ci s-a admis ca fiind 10% din rezistența carenei nude.

Se adoptă din linia 1 din tabelul de calcul al rezistenței la înaintare.

10. Calculul rezistenței la înaintare după metoda Murray

Metoda elaborată de Allan B. Murray utilizată pentru calculul rezistenței la înaintare se aplică atunci când proiectantul nu are la dispoziție rezultatele obținute prin încercarea în bazin a modelului dorit. Prin această metodă se determină variația rezistenței la înaintare în funcție de asieta navei în marș. Se știe că navele glisoare se comportă în navigație diferit de navele de deplasament, principala deosebire fiind apariția portanței hidrodinamice care modifică asieta inițială a navei glisoare. Odată cu aceasta se modifică și volumul imers în sensul micșorării acestuia, ceea ce duce la reducerea în continuare a rezistenței de frecare. Metoda A. B. Murray se bazează pe combinarea rezultatelor încercării plăcilor plane aflate în mișcare la suprafața apei cu un unghi de incidență și cu rezultate din încercări pe modele de glisoare. Asupra unei nave glisoare care se deplasează cu viteza acționează forțele din figura 19:

Figura 19 Forțele ce acționează asupra unei nave glisoare

-componenta normală pe fundul navei; -componenta tangențială care reprezintă rezistența de frecare; -forța rezultantă a primelor două componente, care se poate descompune în componentele: -portanța hidrodinamică; -rezistența la înaintare a carenei nude.

Datorită apariției forței portante nava își modifică asieta având plutirea , față de cea inițială , ceea ce duce la modificarea volumului imers și la reducerea împingerii Arhimede. Noul volum imers al carenei în marș poate fi determinat (figura 20) cu relația:

, (23)

Figura 20 Determinarea noului volum imers al carenei în marș

iar împingerea Arhimede corespunzătoare volumului va fi:

, (24)

unde: -este lungimea udată medie a suprafeței de glisare -lățimea gurnei în locul de intersecție cu plutirea; -lățimea oglinzii la plutire; -lungimea la plutire din punctul de intersecție al gurnei până la pupa; -lungimea la plutire din punctul de intersecție al chilei până la pupa.

Rezistența la înaintare a carenei nude care se opune mișcării navei este formată din cele două componente principale: rezistența de frecare și rezistența reziduă . Rezistența la înaintare a carenei nude este:

. (25)

Primul termen în relația unghiului maxim de inclinare a navei reprezintă rezistența reziduă și se înlocuiește cu expresia echivalentă recomandată în multe lucrări de specialitate. De asemenea ținând seama că unghiul are valori foarte mici (2…6), se consideră . Astfel

. (25’)

Pentru a calcula rezistența de frecare trebuie cunoscute dimensiunile suprafeței de glisare, care la aceeași viteză, variază cu unghiul de asietă și cu portanța hidrodinamică.

Forța portantă care apare în cazul unei suprafețe glisoare simple, cu o stelare constantă θ, care se deplasează cu asieta poate fi determinată precis cu ajutorul ecuațiilor lui Korvin B. V. -Kroukovsky, scrise în formă adimensională:

Coeficientul de încărcare: . (26)

Coeficientul portanței hidrodinamice:

pentru nave cu fund plat (θ=0),

; (27)

pentru nave cu fund stelat sub unghiul θ,

(28)

unde: λ este raportul dintre lungimea udată și lățimea medie ; -viteza navei, în ; -accelerația gravitațională (); -numărul Froude calculat în funcție de lățimea medie a suprafeței de glisare:

. (29)

În acest stadiu al proiectării, nefiind cunoscută lungimea udată care variază cu viteza și asieta, nu se poate calcula coeficientul de portanță cu relațiile de mai înainte, dar acesta poate fi calculat cu relația:

. (30)

Pentru a ușura utilizarea relațiilor (27) și (28) în figura 21 sunt date curbele de variație ale coeficienților de portanță pentru nave cu fund plat și nave cu fund stelat, în funcție de unghiul de stelare . Din figura 21 se poate determina raportul dintre lungimea udată și lățimea medie a suprafeței de glisare λ, în funcție de raportul și numărul Froude .

Figura 21 Curbele de variație ale coeficienților de portanță pentru nave cu fund plat și nave cu fund stelat, în funcție de unghiul de stelare

Figura 22 Determinarea raportului dintre lungimea udată și lățimea medie a suprafeței de glisare λ, în funcție de raportul și numărul Froude .

Cu ajutorul elementelor determinate din aceste două diagrame se poate calcula rezistența de frecare folosind relația (25):

(31)

unde: este densitatea apei în care va naviga nava pentru apă dulce și 104 pentru apă de mare; -coeficientul rezistenței de frecare; -adaosul de rugozitate; -suprafața de glisare, în , calculată cu relația:

; (32)

-viteza medie a particulelor de fluid pe placa glisoare, care se poate determina cu formula lui John Parkinson:

, (33)

unde este portanța hidrodinamică pe fundul navei glisoare, calculată cu relația: . (34)

Cu ajutorul acestor date se poate calcula variația rezistenței la înaintare a carenei nude în funcție de unghiul de asietă. Reprezentând grafic acest calcul se stabilește unghiul de asietă pentru care se obține rezistența la înaintare minimă, apoi calculându-se dimensiunile suprafeței de glisare ale navei, respectiv dimensiunile principale.

a. Exemplu

Să se determine variația rezistenței la înaintare cu unghiul de asietă pentru o ambarcațiune cu următoarele caracteristici: ; ; ; ; ;; .

Numărul Froude .

Coeficientul de încărcare .

Coefcientul portanței hidrodinamice .

Din figura 21 se determină pentru și , iar din figura 22 se determină .

În continuare calculul se face sub formă tabelară (tabelul 3). Cu ajutorul datelor din tabelul 3 se traseză diagrama din figura 23. Ducând tangentă la curba rezistenței la înaintare, paralel cu axa abscisei, se obține unghiul de asietă pentru care rezistența la înaintare este minimă.

Acest unghi are valoarea și îi corespunde o rezistență la înaintare Pentru această rezistență se calculează puterea motorului.

Tabelul 3 Calcul sub formă tabelară

Cu ajutorul metodei Murray se poate calcula punctul de aplicație al portanței hidrodinamice: , (35)

unde:

; (36)

este un coeficient calculat cu relația

; (37)

. (38)

Pentru ușurarea utilizării acestor formule autorii metodei au întocmit diagrame pentru calculul coeficientului , în funcție de unghiul de asietă și unghiul de stelare θ (fig. 23). În figura 24 se dau curbele pentru determinarea lui .

Se adoptă modelul 1075-2a a cărui carenă prezintă rezistența la înaintare specific cea ma mica.

Calculul la înaintare se face sub formă tabelară folosind datele experimentale ale modelului. Se utilizearză următoarele relații:

Rezistența de frecare Rf=0,0135*1026 S v22 𝜁f [kg];

Rezistența reziduală Rr= 1,026* 𝜆3*Rrm [kg];

Calculul punctului de aplicație al portanței din exemplul de mai înainte este prezentat în tabelul 5.4 pentru unghiurile de asietă . Curba de variație a punctului de aplicație a portanței este prezentată în diagrama din figura 5.12, unde distanța se măsoară în metri, față de oglindă. În tabelul 5.4, .

Figura 23 Calculul coeficientului, în funcție de unghiul de asietă și unghiul de stelare θ

Figura 24 Curbele pentru determinarea lui

11. Calculul practic al elementelor carenei folosind metodele de integrare aproximativă

Integralele în nu pot fi rezolvate pe cale analitică deoarece corpul navei nu este definit printr-o ecuație matematică.

Pentru calculul practic se aplică una dintre metodele de integrare aproximativă. În practica de proiectare se utilizează fie metoda trapezelor, fie una din metodele Simpson. În continuare se va prezenta aplicarea metodei trapezelor la efectuarea calculelor de carenă.

În baza acestei metode, suprafața ce urmează a fi calculată se împarte în trapeze (fig. 25), de înălțime , bazele fiind ordonatele

Figura 25

În figura 25 s-a reprezentat conturul unei plutiri, deci ordonatele y sunt semilățimile la cuple, L reprezintă lungimea navei, n-numărul de intervale (n=20).

Aria plutirii se determină prin însumare:

;

m3 (39)

Abscisa centrului de greutate al suprafeței plutirii, pornind de la relația (3.5), este:

; . (40)

Pentru rezolvarea sumei de la numărător, distanțele se exprimă prin produsul dintre numărul ordonatei în raport cu originea și distanța dintre două ordonate:

;

, (41)

deci,

. (42)

Pentru sistematizarea calculelor se utilizează tabelul 6. Calculul tuturor elementelor plutirilor va fi cuprins într-un număr de tabele egal cu numărul plutirilor. Coeficientul din tabel ia valoarea la prima și ultima ordonată la care există semilățime.

Extrăgând din tabele sumele rezultă pentru fiecare plutire:

(43)

.

Tabelul 6

Volumul carenei se poate obține prin integrare aproximativă reprezentând suprafețele plutirilor în funcție de imersiune (fig. 26.a) sau suprafețele secțiunilor transversale imerse în funcție de lungime (fig, 26.b).

Suprafața ariilor cuprinse între curba și axa Oz, sau între curba și axa Ox, reprezintă volumul căutat.

Aplicând metoda de integrare aproximativă, volumul va fi dat de relațiile:

(44)

Cele două curbe obținute astfel poartă și numele de curbe de control, deoarece permit verificarea corectitudinii calculelor. Volumele rezultate din relațiile 44 trebuie să fie egale, dacă calculele au fost efectuate corect.

Figura 26

a. Reprezentarea grafică a elementelor planului de forme

Calculul elementelor planului de forme necesită un volum mare de lucru și de aceea nu poate fi efectuat pentru orice situație de încărcare sau exploatare.

Elementele planului de forme pentru o navă aflată pe carenă dreaptă sunt influențate de pescajul navei. De aceea, pentru determinarea rapidă a acestor elemente se întocmesc curbele de carene drepte în funcție de pescaj.

Figura 27

Curbele de carene drepte cuprind reprezentarea grafică în funcție de pescaj a următoarelor elemente: -suprafețele plutirilor; -abscisele centrelor de greutate ale plutirilor ; -momentele de inerție și ; -volumele imerse; -coordonatele centrelor de carenă și ; -razele metacentrice transversale r și longitudinale R.

Pentru calculul volumelor imerse, al centrelor de carene și al razelor metacentrice în funcție de imersiune se poate utiliza tabelul 3.2, care facilitează efectuarea operațiilor și sistematizarea acestora.

În figura 27 sunt date curbele elementelor planului de forme, reprezentate fiecare la o scară convenabil aleasă.

Pentru proiectarea și exploatarea navei deosebit de utile sunt diagramele suprafețelor transversale imerse în funcție de pescaj, cunoscute sub numele de scara Bonjean.

Tabelul 7

Din figura 28 rezultă că suprafețele secțiunilor transversale imerse pot fi determinate astfel:

;

(45)

.

Figura 28

Calculul se poate sistematiza în tabelul 8 pentru fiecare cuplă. Luând suprafețele din coloana 3, a tabelului 8 pentru cele n cuple și reprezentându-le în funcție de pescaj, în dreptul fiecărei cuple se obține scara Bonjean (fig. 28). Aceasta servește pentru calculul volumului carenei și coordonatelor centrului de carenă pentru cazul când nava este înclinată longitudinal sau când suprafața de plutire nu este plană (așezarea navei pe val etc).

Tabelul 8

12. Stabilitatea la ungiuri mari de înclinare

a. Generalități privind studiul stabilității la unghiuri mari de înclinare

O navă se consideră înclinată la unghiuri mari dacă acestea depășesc valoarea de 10-12°. Pentru asemenea înclinări nu mai sunt valabile relațiile și concluziile de la stabilitatea initială.

Variația formei carenei la înclinări mari face ca metacentrul de carenă să-și schimbe poziția, iar curba centrelor de carenă să nu mai fie un arc de cerc.

Teorema lui Euler nu mai este aplicabilă, deparece bordurile nu mai pot fi considerate vertical în limitele modificării formei carenei și, deci, pentru trasarea a două plutiri izocarene este necesar a fi găsite alte metode de calcul.

Pentru studiul înclinărilor longitudinale concluziile obținute la stabilitatea inițială sunt valabile deoarece unghiurile de asietă nu depașesc în mod obișnuit câteva grade. Unghiurile de înclinare transversal pot ajunge la 30-40°. De aceea în continuare se va analiza doar stabilitatea transversală a navei la înclinări mari.

Figura 29

Capacitatea navei de a reveni la poziția initial de echilibru se măsoară, ca și stabilitatea la unghiuri mici de înclinare, prin momentul de redresare.

În figura 29 s-a reprezentat o secțiune transversală printr-o navă înclinată cu unghiul de înclinare θ. Proiecția curbei centrelor de carenă pe planul transversal este CC1. Metacentrul de carenă s-a deplasat din m in mθ.

Greutatea navei Δ și împingerea Arhimede formează un cuplu de redresare

â (46)

unde este brațul stabilității statice(valoarea acestuiase modifică odată cu schimbarea unghiului de înclinare).

Brațul stabilității statice la unghiuri de înclinare mari

Expresia matematicăa brațului stabilității la unghiuri mari de înclinare se deduce din Figura 30, în care s-au adoptat notațiile: . Segmentul , care reprezintă brațul stabilității statice, se notează cu și are expresia:

(47)

Brațul stabilității este variabil în raport cu unghiul de înclinare și coordonatele centrului de carenă.

Figura 30

Pentru comoditatea calculelor privind stabilitatea unei nave se obișnuiește să se reprezinte grafic variația brațului stabilității statice în funcție de unghiul de înclinare în situațiile de încărcare cele mai caracteristice.

13. Diagrama stabilității statice

a. Construcția și proprietățile diagramei stabilității

Diagrama stabilității statice este reprezentarea grafică. În coordonate rectangulare, a brațului stabilității statice în funcție de unghiul de înclinare.

Pe axa ordonatelor poate fi reprezentat și momentul de redresare în locul brațului stabilității statice, dar pentru a nu se modifica dimensiunile diagramei este necesar să se schimbe scara de reprezentare prin înmulțirea cu valoarea deplasamentului, Mθ=Δlθ.

Atât pentru proiectare, cât și în exploatare, aceste diagrame sunt foarte utile, permițând obținerea unor caracteristici referitoare la stabilitate, și anume: brațul momentului de redresare pentru orice unghi de înclinare; înălțimea metacentrucă inițială; unghiul pentru care momentul de redresare are valoare maximă; unghiul de înclinare statică al navei la acțiunea unui moment exterior; unghiul de apus al diagramei(unghiul la care brațul de stabilitate are valoare zero); întocmirea diagramei de stabilitate dinamică și determinarea unghiului de înclinare dinamică.

În figura 31 sunt reprezentate diagramele de stabilitate statică ale unei nave pentru doua situații de încărcare: nava în balast(figura 31.a) și nava cu întreaga încărcătură la bord (figura 31 b).

Figura 31. a Figura 31. b

Pentru calcularea brațului stabilității statice este necesar să se determine coordonatele centrului de carenă pentru diverse unghiuri de înclinare. În acest scop se consideră pentru o navă înclinată cu unghiul θ, o înclinare suplimentară de unghi foarte mic dθ, în limitele căreia se poate admite raza metacentrică neschimbată: mC1=mC2=rθ.

Deplasarea centrului de carenă CC1 este data de relația:

(48)

Coordonatele centrului de carenă se modifică cu și , a căror valoare reiese din figura 32:

(49)

Figura 32

Integrand expresiile de mai înainte, în limitele de variație ale unghiului de înclinare, se obține:

(50)

Integralele (50) pot fi calculate prin una din metodele de integrere aproximativă cunoscute.

Pentru aceasta este necesar să se cunoască variația razei metacentrice, în funcție de unghiul de înclinare. Obținerea acestei funcții rθ=f(θ) se realizează prin efectuarea calculelor pentru înclinări successive cu pas mic θ=0…10°. Pentru fiecare dintre aceste înclinări se determină poziția plutirii izocarene, momentrul de inerție al plutirii în raport cu axa de înclinare și raza metacentrică corespunzătoare. Valorile razelor metacentrice pentru fiecare înclinare se utilizează pentru calculul coordonatelor centrului de carenă dupa relațiile (50) și apoi prin introducerea acestora în (47) se obțin valorile brațului stabilității statice cu care se construiește diagram de stabilitate.

Diagram stabilității statice permite legătura între stabilitatea la unghiuri mari de ănclinare și stabilitatea inițială a nevei. Pentru aceasta se consideră derivate brațului de stabilitate în raport cu unghiul de înclinare.

(51)

Ținând seama de aceste relații și având în vedere că pentru θ=0 și , se obține :

(52)

Prima derivată a brațului stabilității statice pentru θ=0 este egală cu înălțimea metacentrică initial. Mărimea acesteia se obține ca lungime a verticalei ridicate pe axa asciselor în punclul corespunzător unghiului θ=1 radian. Dacă pe diagramă se reprezintă și valorile brațului stabilității statice, exprimate prin relația l=h0sin θ, se observă că cele două diagrame se suprapun până la unghiul θ=7…12°, după care apare o diferență considerabilă între cele doua valori. Zona pe care cele două diagrame se suprapun reprezintă zona de aplicabilitate a formulei metacentrice.

b. Utilitatea diagramei stabilității statice

Diagram stabilității statice permite, așa cum s-a mai arătat, rezolvarea unor probleme privind poziția navei la acțiunea static sau dinamică a unui moment exterior. Nava este în echilibru când momentrul de înclinare este egal cu momentrul de redresare Mi=Mθ. Pentru utilizarea diagramei este necesar să se determine valoarea brațului momentului de înclinare prin care se înțelege raportul dintre valoarea acestuia și deplasament:

; (53)

Condiția de echilibru a navei este;

(53’)

Trasând pe aceeași diagram curbă, , ungiul de înclinare static se obține la intersecția curbelor li și lθ(punctele A si B, în fig. 33). Punctul A, aflându-se pe ramura ascendentă a curbei reprezintă un punct de stabilitate, iar punctual B este punct de instabilitate.

Figura 33

Maximul diagramei stabilității statice determină valoarea maxima a unghiului până la care poate fi înclinată static o navă θst max precum și momentul care produce această înclinare.

. (54)

14. Stabilitatea dinamică a navei

Unghiul de înclinare obținut prin egalarea momentelor de înclinare și de redresare ar putea fi considerate ca maximum doar în cazul când, în procesul înclinării, nava nu ar fi căpătat accelerație unghiulară, adică momentul de redresare. În exploatare în mod obișnuit, momentrul de înclinare acționează cu întreaga sa intensitate de la început.

Se consideră o navă asupra căreia acționează un moment de înclinare Mi, a cărui valoare rămâne constantă în timpul înclinării(fig. 34). Prin înclinarea navei, cele două momente de înclinare și de redresare efectuează lucru mecanic. Deoarece în prima parte a înclinării, până la valoare unghiului de înclinare statică θA, momentul de înclinare este mai mare decât momentul de redresare, nava capătă o accelerație unghiulară. Ajungând la unghiul static θA, nava nu se oprește, continuând să se incline datorită inerției. În această perioadă momentul de redresare este mai mare decât cel mai înclinat și nava are o mișcare încetinită. Unghiul la care nava se oprește poartă numele de unghi de înclinare dynamic θdim și se obține din condiția de egalitate a lucrurilor mecanice efectuate de cele două momente. În această poziție, momentul de redresare este mai mare decât cel de înclinare și nava începe înclinarea în sens invers. Datorită forțelor, de amortizare efectuate de mediul exterior, nava va efectua câteva mișcări după care se va opri la unghiul θA=θst

Figura 34

a. Brațul stabilității dinamice

Stabilitatea dinamică a unei nave este exprimată prin lucrul mecanic al momentului de redresare. Mărimea acestuia, pentru un unghi de înclinare , poate fi determinată din expresia:

(55)

Raportul dintre lucrul mecanic al momentului de redresare și deplasamentul navei poartă numele de brațul stabilității dinamice:

(56)

Bratul stabilitatii dinamice d se poate determina din suprafata mărginită de diagrama stabilitatii statice, deoarece reprezinta aria elementară a acesteia.

Lucrul mecanic efectuat de un moment de înclinare constant:

(57)

Împățind ambii membrii ai relației(57) prin deplasament se obține brațul lucrului mecanic de încercare:

(58)

Lucrul mecanic al momentului de redresare se poate determina grafic ca suprafață a dreptunghiului cu laturile si li. În baza relațiilor 58, condiția determinării unghiului de înclinare dinamic este:

di=d (59)

Unghiul de înclinare dinamic θdin corespunde pe Figura 34 condiției de egalitate a suprafeței OABC mărginită de diagrama stabilității statice și suprafața dreptunghiului OEFG. Această condiție se reduce la egalitatea suprafeței OEA cu suprafața ABF. Pentru determinarea unghiuluin de înclinare dinamic pe diagrama stabilității statice este necesar deci să se construiască o orizontalăla ordonata egala cu li și să se găsească o astfel de valoare a unghiului încât să rezulte egalitatea suprafețelor menționate. Dacă unghiul de înclinare, în raport cu poziția inițială, nu este prea mare, diagrama stabilității statice se aproximează cu o dreaptă și atunci θdin=θst.

b. Diagrama stabilității dinamice

Determinarea unghiului de înclinare dinamic folosind diagrama stabilității statice este o operație greoaie și insuficient de exactă. Stabilitatea dinamica a unei nave poate fi caracterizată mai exact prin diagrama stabilității dinamice, care reprezită curba de variație d=f(θ). După cum rezultă din(58), aceasta reprezintă curba integrală a diagramei stabilității statice(fig. 35).

Figura 35

Pentru determinarea unghiului de înclinare dinamic pe diagrama stabilității dinamice se trasează curba de variație a lucrului mecanic al momentului de înclinare în funcție de unghi, adică di=f(θ), care, pentru o valoare constantă a momentului, este o dreaptă ce trece prin oriigine. Din (58) rezultă că pentru θ=0, di=0, iar pentru θ=1 rad(57.3°), di=li, deci construind o perpendiculară pe axa absciselor la unghiul θ=1 rad și așezând pe aceasta un segment egal cu li se obține punctul A, care se unește printr-o dreaptă cu originea, dreaptă ce reprezintă di=f(θ)(fig, 36)

Figura 36

Punctul B de intersecție al acestei drepte cu diagrama stabilității dinamice corespunde unghiului de înclinare dinamic θdim. Cu cât momentul de înclinare este mai mare, cu atât dreapta di=f(θ) este mai înclinată în raport cu axa θ. Poziția limitată a acestei drepte, tangentă la diagrama stabilității dinamice determină valoarea minimă a momentului de răsturnare.

, (60)

unde, lmax este ordonata dreptei di max=f(θ) corespunzătoare unghiului de înclinare θ=1 rad.

Unghiul maxim de înclinare la acțiunea momentului minim de răsturnare – unghiul de rasturnare θo – corespunde punctului C de tangent dintre dreapta di max=f(θ) și diagrama d=f(θ). Uneori pentru unele nave mici cel mai periculos este unghiul de inundare – ungiul la care apa începe să intre în navă prin deschideri neetanșe – sau unghiul la care puntea începe să intre în apă. În asemenea cazuri, momentul de înclinare dinamică limită este dat de condiția ca unghiul de înclinare să fie mai mic decât unghiul de inundare.

15. Criterii de apreciere a stabilității navelor mici

Pentru navele mici stabilitatea transversal este diferită ca valoare și natură, dupa cum nava se află într-una din cele două situații posibile de deplasare: regimul de deplasament sau regim de glisare.

În regimul de deplasament(plutire), navele mici trebuie să îndeplinească aceleași condiții ca și navele clasice.

În regim de glisare, când, datorită creșterii vitezei, forțele hidrodinamice cresc și se substituie celor hidrostatice, stabilitatea navei crește și este de natură dinamică. Pe măsură ce viteza de deplasare crește, cresc și presiunile hidrodinamice ce se excită asupra fundului și stabilitatea se mărește în permanent, încât se poate afirma că, la viteze foarte mari, o carenă cu fundul plat ajunge la o stabilitate infinită și se comportă în marș ca și cum nava s-ar sprijini pe o suprafață rigidă, care este chiar suprafața apei. Din aceste motive stabilitatea glisoarelor se verifică pentru poziția de plutire liberă a nevei în repaos, întrucât se consideră că, dacă în stare de rapaus nava este stabile, în mars, în regim de glisare, stabilitatea transversal va fi cu atât mai mare.

Se poate afirma că stabilitatea transversal a navelor mici este satisfăcută, de cele mai multe ori, din cauza lățimii mari a carenei. Stabilitatea transversală este cu atât mai mare, cu cât fundul se apropie de forma plană. De aceea, în cazul când centrul de greutate al navei are o poziție joasă, nava va avea și în regim de plutire liberă o stabilitate transversal excesivă.

Criteriile de apreciere și verificare a stabilității transversal ale navelor mici se găsesc în puține lucrări de specialitate. Cele mai multe criterii se referă fie la raportul dintre înălțimea metacentrică transversal și lățimea navei, fie la mărimea brațului stabilității statice.

Astfel criteriul lui Rahola recomandă lungimea minima pe care trebuie să o aibă brațul stabilității statice l, la diverse unghiuri de înclinare transversală θ a navei. De exemplu, l≥0,14 m pentru θ=20°, l≥0,20 m pentru θ=30°. De asemenea valoarea maxima a lungimii brațului stabilității statice trebuie să se obțină pentru un unghi de înclinare transversal θ≥35°.

Un alt criteriu de verificare al stabilității transversal este cel al lui Nickum, potrivit căruia trebuie să fie asigurată următoarea condiție pentru ca nava să fie stabile:

, (61)

unde: r este raza metacentrică transversal, în m; α – distanța între centrul de greutate al navei și centrul de carenă, în m; B – lățimea navei la plutire, în m. Se reconsideră;

. (62)

Dacă raportul este mai mic decât limita inferioară, nava are stabilitatea insuficientă și prezintă riscul de răsturnare. Dacă raportul este mai mare decât limita superioară, nava are stabilitate transversal excesivă și execută mișcări de ruliu cu perioade scurte de oscilație, care devin supărătoare și pentru oamenii de la bord dar și pentru navă, întrucât conduce la oboseala materialelor.

Registrul Naval Român(R.N.R.) prevede ca la navele cu lungimea L≤80m brațul maxim de stabilitate să fie cel puțin 0,25, la un unghi de înclinare θ>30°. Dacă diagrama de stabilitate are două maxime, ca urmare a influenței suprastructurilor, atunci primul maxim trebuie să se găsească la un unghi θ≥25°.

De asemenea R.N.R. prevede ca la varianta de încărcare cea mai defavorabilă în ceea ce privește stabilitatea, o navă trebuie să satisfacă urmatoarele condiții:să reziste la acțiunea simultană a presiunii vântului(aplicată dinamic) și a ruliului; valorile numerice ale parametrilor diagramei de stabilitate statică a navei pe apă calmă nu trebuie să fie mai mici decât cei menționați mai înainte, stabilitatea navei trebuie să satisfacă și o serie de condiții suplimentare în funcție de tipul și distanța nevei(remorcher, navă de pasageri, navă tehnică etc.).

16. Metode de determinare a rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie

a. Metode de grupare a componentelor rezistenței la înaintare

Rezistența totală la înaintarea unei nave este:

(63)

primii trei termeni reprezintă componentele principale. Atât rezistența de frecare , cât și rezistența de formă sunt de natură vâscoasă și depind de criteriul de similitudine Reynolds. Rezistența de val este dependentă de criteriul de similitudine Froude.

Dificultatea de a separa rezistența de formă de rezistența de val a condus la studierea acestora împreună și poartă denumirea de rezistența reziduă , dependentă în principal de criteriul Froude. Această aproximare are la bază o eroare de principiu, având în vedere coeficientul rezistenței de formă ce depinde de viteza navei într-o măsură neînsemnată. Astfel pentru calculul rezistenței totale la înaintare a navelor se utilizează relația:

(64)

Pentru navele care navighează în regim de deplasament se adaugă la rezistența totală, calculată cu (64) o componentă suplimentară, rezistența datorată rugozității generale și locale a învelișului exterior.

Rezistența de frecare a navelor se determină în funcție de placa echivalentă după relații teoretico-experimentale. Rezistența reziduă, datorită complexității fenomenelor ce o generează, nu poate fi calculată cu ajutorul unor relații teoretice sau empirice, ci trebuie determinată pentru fiecare navă în parte, prin experimentări în bazinele de încercări sau în baza unor metode stabilite prin încercările unor serii de modele.

b. Determinarea rezistenței la înaintare prin probe de bazin

În funcție de tipul de navă, de dimensiunile și viteza acesteia precum și de posibilitățile bazinului se alege scara de execuție a modelului. Dimensiunile și viteza modelului trebuie să asigure turbulență în stratul limită, respectiv să asigure un număr Reynolds mai mare decât valoarea sa critică, respectiv, .

În urma încercării modelului navei în bazin se obține variația rezistenței la înaintare a carenei nude în funcție de viteza modelului. Transpunerea rezultatelor încercărilor de la model la navă se face prin respectarea criteriului de similitudine Froude; cunoscând rezistența totală la înaintare a modelului , pentru o anumită viteză și suprafață udată a carenei , se calculează coeficientul rezistenței totale la înaintare a modelului

(65)

unde: este densitatea apei, în ( pentru apă dulce, pentru apă de mare); -viteza modelului, în ; -volumul carenei modelului în ; -lungimea modelului în , iar suprafața udată a carenei modelului calculată cu formula aproximativă a lui Taylor este:

(66)

Unele bazine de încercări, cum ar fi Wageningen, pun la dispoziție curbe de variație a suprafeței udate a carenei modelului în funcție de viteza și deplasamentul relativ al modelelor încercate,

Coeficientul de frecare al modelului se determină din tabelul 9. Atunci când coeficientul rezistenței rezidue nu este dat în diagrame, acesta se poate calcula facându-se diferența:

(67)

Coeficientul rezistenței rezidue determinat, pentru o viteză a modelului cu (67), corespunde unei viteze a navei .

Rezultatele obținute pentru model se transpun la nava în natură. Pentru simplificare nu se va mai utiliza indicele ri pentru a diferenția nava în natură de model

Tabelul 9

Se calculează coeficientul rezistenței de frecare al navei , în funcție de numărul Reynolds al navei, la care se adaugă pentru nave lente adaosul de rugozitate , în funcție de natura suprafeței carenei și lungimea navei. Pentru nave mici se adoptă valorile superioare; la fel și pentru cele nituite.

Apoi se calculează coeficientul rezistenței total la înaintarea navei

(68)

Rezistența totală la înaintare a carenei nude

(69)

17. Calculul rezistenței la înaintare după metode experimentale

a. Metoda bazinului din Delft

În cele ce urmează se vor face referiri la încercările de bazin efectuate la Universitatea Tehnică din Delft (Olanda). Încercările au fost efectuate pe două tipuri de modele clasice având forme rotunde (vezi figura 36a) și forme ascuțite (vezi figura 36b) pentru diferite viteze și dimensiuni ale modelelelor.

Rezistența la înaintare a navelor cu forme rotunde. În figura 36 este prezentată rezistența totală la înaintare a modelelor cu forme rotunde în funcție de volumul relativ al carenei și viteza relativă, pentru modele cu lungimea de 2,25 m și B/T=3,75. Rezistența la înaintare este exprimată în daN, iar în relația vitezei relative lungimea se introduce în picioare și viteza în noduri. Forma pe care o pot avea pupa și apendicele navelor din această categorie, cu una sau două elice, sunt arătate în figura 37, iar rezistența la înaintare a apendicelor în 38. De asemenea valoarea siajului funcție de viteza relativă este dată, pentru tipurile notate cu 1…4.

Figura 36 a

Figura 36 b

a. Exemplu de calcul.

Să se calculeze rezistența la înaintare și puterea de remorcare necesară pentru o ambarcațiune fluvială având urmatoarele caracteristici: ; L=2,7 m; =5,556m/s.

Alegerea formelor carenei se face în funcție de viteza relative: .

Din figurile dependenței vitezei de lungimea navei rezultă că pentru această valoare a vitezei relative nava va fi de deplasament iar carena trebuie realizată cu forme rotunde. Se adoptă, cu lungimea de Lm=0,45m.

Modulul similitudinii geometrice 𝜆===6; 𝜆2=36; =2,4495.

Volumul relative, același pentru navă și model, este =fața udată a carenei ambarcașiunii se determină cu relația 70 :

Ω=2,75m2. (70)

Suprafața udată a carenei modelului se poate calcula și din relația:

Ωm=m2.

Dacă se folosește relația 7.4 trebuie calculate volumul carenei modelului, utilizând volumul relative, care este același la navă cât și la model:

∇m=0,45∙0,25∙0,0083=0,009338m3.

Ωm=2,75=0,178m2.

Din figura 7.1 pentru =5,37 și se obține prin interpolare rezistența la înaintare a carenei nude a modelului Rnm=1,3 daN, la care se adaugă rezistența apendicelor 0,1∙Rnm=0,3 daN și se obține rezistența la înaintare a modelului Rtm=3,3 daN. Coeficientul rezistenței la înaintare a modelului:

Coeficientul rezistenței de frecare a modelului se determină în funcție de numărul Reynolds al modelului

Rem=.

Coeficientul rezistenței rezidue:

Coeficientul rezistenței de frecare al ambarcațiunii 𝜁f=2,46∙ determinat pentru numărul Reynolds:

Re=

Rezistența la înaintare a ambarcațiunii:

Puterea de remorcare:

PE=Rtv=3,364∙20=67,28 CP.

Figura 37

Figura 38

Figura 39 Figura 40

Rezistența la înaintare a navelor cu forme ascuțite. Modelele acestui tip de navă, având lungimea de 1 m, au fost încercate pentru două rapoarte între lățime și pescaj, B/T=4 și B/T=8, și pentru diverse viteze relative și volume relative, acestea din urmă variind între: 1,4 și 5,6. În figura 41 și 42 sunt prezentate curbele de variație ale coeficientului rezistenței rezidue, în condițiile de mai înainte și pentru două asiete și . În partea superioară a diagramelor este dată variația suprafeței udate a carenei modelelor.

Figura 41 Figura 42

Exemplu de calcul. Să se calculeze rezistența la înaintare și puterea de remorcare pentru o ambarcațiune având caracteristicile: ; ; ; . Calculul vitezei relative .

Din diagrama dependenței vitezei de lungimea navei rezultă că la această valoare relativă ambarcațiunea va glisa și de aceea se pot adopta forme ascuțite, respectiv modelul cu L=1m.

Modulul similitudinii geometrice : 𝜆===9,75; 𝜆2=95; =3,12. Volumul relativ : =.

Suprafața carenei ambarcațiunii :

Ω= 𝜆2Ωm=95*0,158*15m3 (72)

18. Instalația de propulsie

a. Motoare de propulsie

Alegerea motorului de propulsie

Navele mici folosesc pentru propulsie motoare cu aprindere prin scânteie sau diesel. Mașina cu abur nu se mai folosește la propulsia navelor mici; de asemenea turbina cu abur sau gaze nu se folosește la propulsia acestei categorii de nave deoarece puterile instalate sunt mici. Pentru alegerea motorului trebuie analizați toți factorii pentru a rezulta o soluție optimă: consumul de combustibil, greutatea instalației de propulsie, destinația navei, costurile de exploatare și întreținere.

Consumul de combustibil variază în funcție de mărimea și tipul motorului. Cele cu benzină pot fi de două feluri: fixe sau amovibile; în general motoarele fixe au consumul mai scăzut decât cele amovibile. Consumul de combustibil scade pe măsură ce crește puterea motorului.

Motoarele diesel sunt mai economice decât cele pe benzină, iar costul motorinei este mai redus. În schimb benzina este mult mai inflamabilă. În tabelul 15 este indicat comparativ consumul de combustibil pentru motoare fixe, iar consumul de benzină pentru motoarele amovibile în tabelul 16.

Greutatea instalației de propulsie este formată din greutatea motorului, a reductor- inversorului, a liniei de arbori și a altora, ponderea având-o motorul de propulsie. Motorul diesel având dimensiuni de gabarit mai mari decât motorul cu benzină este întotdeauna mai greu.

Tabelul 15 Comparație consum de combustibil pentru motoare fixe

Tabelul 16 Consumul de benzină pentru motoarele amovibile

Comparând greutatea motoarelor cu benzină, motorul amovibil este mult mai ușor decât motorul fix (). De asemenea în greutatea motorului amovibil este inclusă și greutatea elicei și a transmisiei de la motor la elice, ceea ce reduce și mai mult greutatea față de cea a motorului fix.

Destinația navei joacă un rol important în alegerea motorului. Pentru navele care navighează în regim de deplasament, dimensiunile de gabarit și greutatea motorului nu contează foarte mult, dar în cazul navelor glisoare trebuie să se obțină o anumită asietă și o anumită poziție a centrului de greutate. Pentru ambarcațiunile obișnuite, motorul cu instalațiile aferente trebuie să ocupe un spațiu foarte redus pentru realizarea unei compartimentări și amenajări convenabile. În schimb la navele glisoare de concurs, din cauza motoarelor de puteri ridicate, spațiul este utilizat pentru amplasarea convenabilă a motoarelor, combustibilului și tancurilor de balast pentru reglarea asietei.

Cheltuielile de exploatare și întreținere, la care putem adăuga și costul întregii nave, depinde foarte mult de tipul motorului utilizat pentru propulsie. Durata de funcționare între două reparații capitale depinde de turația motorului; cu cât aceasta este mai ridicată uzura pieselor în mișcare este mai pronunțată. Motoarele pe benzină funcționează la turații mai mari decât cele diesel și deci vor avea o viață mai scurtă și vor necesita cheltuieli mai mari pentru întreținere. Față de motoarele stabile, la cele amovibile uzura este mai pronunțată în timp datorită arderii uleiului de ungere ce este adăugat în benzină, dar au avantajul unei întrețineri ușoare și nu foarte costisitoare.

Motoarele de automobil pot fi utilizate la propulsia ambarcațiunilor, însă dacă sunt folosite fără îmbunătățiri nu pot fi solicitate timp îndelungat din cauza răcirii incomplete a motorului. Răcirea cu apă asigură doar răcirea blocului motor, dar nu și a carterului și a uleiului de ungere, lucru asigurat de către automobil prin curentul de aer primit. În aceste condiții, încălzirea exagerată a uleiului va duce la reducerea vâscozității și micșorarea capacității de ungere, iar în final la griparea motorului. Pentru a fi asigurată funcționarea de lungă durată în plină sarcină a motorului de automobil, va fi necesar un circuit suplimentar de răcire a uleiului.

Cutia de viteze de la automobil poate fi menținută la funcționarea pe navă, dar se vor păstra doar 2 trepte: cea de mers înapoi și ultima de mers înainte.

Prin efectuarea modificărilor necesare, motorul de automobil poate fi utilizat la propulsia navelor mici în aceleași condiții ca și motorul naval special construit și echipat pentru propulsia navelor.

b. Norme pentru puterea motoarelor

Puterea maximă a motorului se măsoară la standul de încercări cu ajutorul unei frâne. Valoarea măsurată a puterii depinde de următorii factori:

gradul de echipare al motorului cu organe și instalații anexe (ventilator, pompă de apă, pompă de ulei, filtru de aer, tobă de eșapament etc);

modul de realizare a reglajelor (aprindere, carburație, distribuție) la valorile standard sau optime;

condițiile atmosferice de încercare (presiune, temperatură, umiditate).

Dacă în momentul încercării motorul nu este echipat cu unele organe sau instalații anexe, acestea fiind consumatoare de energie, puterea măsurată va fi mai mare decât în cazul motorului echipat. Motoarele încercate nu sunt echipate deoarece sunt livrate pentru diferite utilizări ce necesită anumite filtre sau ventilatoare. Constructorii de motoare furnizează date despre cuantumul de reducere a puterii la echiparea cu diferite instalații auxiliare, astfel fiind ușor să se cunoască puterea motorului echipat.

Normele S.A.E. (Society of Automotive Engineres – Societatea inginerilor americani de autotracțiune) recomandă încercarea motorului la stand, deci încercarea fără echipamente auxiliare.

Normele industriei germane (Deutsche Industrie Normen – DIN) recomandă încercarea motorului complet echipat, astfel după aceasta puterea declarată de constructor este foarte apropiată de puterea efectivă pe care o cedează motorul în funcționare.

Pentru a apropia și mai mult valoarea puterii măsurată de cea dezvoltată, normele CAER și GOST (U.R.S.S.) permit utilizarea pe standul de probe răcirea forțată a băii de ulei prin suflarea de aer în lungul colectoarelor de admisie, montarea unui ventilator în fața radiatorului, precum și alte dispoziții prin care se încearcă reproducerea unor condiții cât mai apropiate de cele de funcționare ale motorului.

Normele italiene CUNA (Comissione di Unificazione Normalizzazione Autoveicoli) au ales un grad de echipare intermediar între normele DIN și cele SAE.

Normele OBC (Outbord Boating Club) se aplică numai motoarelor amovibile și sunt folosite în fabricile producătoare din S.U.A.

Condițiile atmosferice de încercare ale motoarelor sunt: presiunea atmosferică pentru toate normele 760 bari, iar temperatura diferă de la o normă la alta. Astfel după DIN t=20, SAE t=15,5 și GOST t=15.

Valorile reglajelor motorului sunt lăsate la latitudinea constructorilor, excepție făcând normele SAE care prevăd posibilitatea de încercare a motorului cu realizarea la fiecare regim de funcționare a reglajului optim de aprindere și carburație, acesta fiind cel pentru care se obține cea mai mare putere la fiecare turație.

O altă cauză a diferenței dintre puterea unui motor măsurată după normele DIN sau SAE rezultă de asemenea din diferența dintre sistemul de unități; un cal putere britanic este puțin mai mare decât un cal putere metric: 1BHP=1,014 CP=0,7463 kW.

Puterea măsurată după normele SAE rezultă cu 10-15% mai mare decât în cazul folosirii normelor DIN, normele CUNA cu 4-8%, iar normele OBC cu 10%.

c. Curbele caracteristice ale motorului

Sunt puține navele mici la care există o bună corelație între puterea, turația și consumul de combustibil ale motorului și caracteristicile propulsorului asociate cu cele ale corpului navei.

Alegerea motorului se face utilizând caracteristicile motorului puse la dispoziție de către fabricile constructoare sub forma unor curbe: curba puterii maxime A și curba consumului de combustibil B, ambele în funcție de turația motorului (figura 10.1). Cu ajutorul unei frâne hidraulice cuplate cu motorul se determină curba de putere maximă. Frâna hidraulică are scopul de a încărca motorul și de a indica momentul de rotație și puterea în funcție de turație. Motorul se reglează astfel încât la turația maximă cu regulatorul de combustibil complet deschis, să se obțină puterea maximă. Această putere mai este numită și putere de vârf; motorul o poate furniza un timp foarte scurt și este caracterizată printr-un consum maxim de combustibil.

Elicea consumă puterea furnizată de motor după o curbă de variație diferită de a motorului (curba C, figura 43) deoarece aceasta nu poate fi reglată ca o frână hidraulică.

Elicea are posibilitatea de a prelua întreaga putere a motorului la o anumită turație; acest punct de încărcare 100% se află la intersecția curbei caracteristice C a propulsorului și a curbei A de putere a motorului. Pentru același motor montat pe alte nave, punctul de intersecție al celor două curbe va fi diferit, acesta depinzând de propulsorul ales pentru fiecare navă.

Astfel rezultă că nu este posibilă folosirea în mod rațional a motorului dacă intersecția dintre cele două curbe se face la o turație foarte mică în comparație cu turația maximă. Totodată motorul nu poate funcționa la putere maximă decât un timp scurt, iar cum pe nave motorul trebuie să funcționeze vreme îndelungată, propulsorul trebuie să consume doar o parte din puterea cedată de motor. Diferența dintre puterea furnizată de motor la o anumită turație și puterea consumată de

Figura 43 Rezerva de putere dependentă de turația la care

funcționează motorul și de caracteristicile propulsorului

propulsor este cunoscută sub denumirea de rezervă de putere. Se poate observa din figura 43 că rezerva de putere depinde de turația la care funcționează motorul și de caracteristicile propulsorului, determinând puterea de funcționare de lungă durată, sau puterea de durată. Durata de funcționare a motoarelor mai depinde și de nava pe care este montat și de regimul de exploatare. Spre exemplu, pe o ambarcațiune de turism sau agrement motorul va avea un regim de funcționare ușor în comparație cu cel montat pe o navă mică de pescuit ce are un regim de funcționare continuu, greu. Diferența dintre aceste două moduri de solicitare ține cont și de numărul orelor de funcționare al motorului. Astfel dacă o ambarcațiune de agrement funcționează în medie 200 de ore pe an cu întreruperi, o ambarcațiune de serviciu va funcționa 1500 de ore continuu.

Figura 44 Turația recomandată pentru diferite regimuri de lucru

Cele două puteri de durată, în regim ușor sau greu, se stabilesc pentru o turație mai mică decât turația maximă, numită turație nominală; acestea sunt stabilite de către fabricile constructoare pentru ca arderea în motor să se realizeze cât mai bine. Pentru motoarele diesel turația nominală recomandată pentru regimul ușor este 90% din turația maximă și 80% din turația maximă pentru regimul greu de funcționare. Puterea de durată este determinată ca un procent din puterea maximă la turația nominală astfel:

puterea de durată în regim ușor de funcționare cu întreruperi, 85% din puterea maximă pentru turația respectivă (figura 44, curba 2);

puterea de durată în regim greu de funcționare fără întreruperi, 76% din puterea maximă pentru turația corespunzătoare (figura 44, curba 3).

În aceste condiții de funcționare, în urma examinării gazelor de evacuare ale unui motor diesel se constată că atunci când motorul funcționează după curba 1 gazele de evacuare fumegă ușor, abia vizibile când funcționează după curba 2 și total pure când funcționează după curba 3. În acest ultim caz arderea în motor este perfectă.

În figura 45 sunt reprezentate curbele caracteristice ale unui motor de tipul Rolls-Royce (curbele 1-3), unde constructorul recomandă o singură turație nominală pentru ambele regimuri de funcționare, egală cu 90% din turația pentru puterea maximă și anume 1800 rot/min. În schimb cele două puteri de durată, în regim ușor și greu de funcționare sunt de 90% respectiv 80% din puterea maximă corespunzătoare turației de 1800 rot/min.

Figura 45 Curbele caracteristice ale unui

motor de tipul Rolls-Royce

Curbele 4 și 5 reprezintă caracteristicile elicelor pentru cele două regimuri de funcționare. La subsolul diagramei sunt redate și curbele consumului de combustibil în cele două cazuri de încărcare.

d. Amplasarea motoarelor

Poziția de amplasare a motorului de propulsie pe lungimea navei depinde de modul cum se transmite mișcarea de rotație a motorului la elice. Astfel se deosebesc mai multe cazuri posibile de transmitere a mișcării la propulsor.

Transmisia directă, la care motorul se montează pe aceeași axă cu propulsorul, se întâlnește în practică în două variante: la propulsia obișnuită cu elice la care motorul este amplasat în zona de mijloc a corpului sau în treimea pupa (figura 46) și la propulsia cu jet de apă (figura 45), la care motorul este amplasat de obicei în treimea pupa.

La propulsia obișnuită cu elice, motorul fiind amplasat la mijlocul navei prezintă dezavantajul împărțirii spațiului util în două și astfel îngreunează amenajarea interioară a corpului. Totodată lungimea mare a liniei de arbori impune centrarea precisă a liniei de axe pentru evitarea vibrațiilor ale acesteia și ale corpului. Uneori așezarea motorului la mijlocul navei poate duce la dificultăți mari în ceea ce privește obținerea unei anumite poziții a centrului de greutate, acesta condiționând unghiul de asietă în special la navigația în regim de glisare.

La propulsia cu jet de apă, amplasarea motorului mai spre pupa va duce la folosiarea mai rațională a spațiului și reducerea greutății instalate.

Figura 46 La propulsia cu jet de apă, motorul este amplasat în treimea pupa

Caracteristicile motorului cu ardere internă:

l

P=10 CP;

Pornirea- la sfoară;

Comanda- manuală;

Bobină încărcare- 6A;

Elice- 9- x 9;

Conform normelor:

CARB- 2006;

EPA- 2008;

Emisii- ultrascăzute;

Evaluare OEDA: *** ;

Tip: în 4 timpi SOCH- 2 cilindrii în linie;

Capacitate: 222 cm3;

Turație maximă: 5000-6000 rpm;

P la ax: 10 CP la 5500 rpm;

Combustibil: Benzină;

1 carburator;

Aprindere electronică programată;

Sistem pornire manual;

Ungere prin barbotare;

Răcire cu apă;

Alternator 6A;

Elice din Aluminiu cu 4 pale;

H=381 mm;

G=42 Kg.

19. Construcția corpului

a. Sarcinile care acționează asupra navelor mici

Generalități

Orice navă, indiferent de dimensiuni, trebuie să transporte o cantitate cât mai mare de mărfuri sau pasageri, cu o putere instalată cât mai mică și la viteze cât mai mari, iar pentru asta, greutatea proprie a navei trebuie să fie cât mai mică. Corpul navei trebuie să fie cât mai ușor dar să îndeplinească și condițiile de rezistență, acesta având o pondere mare din greutatea navei.

Dimensionarea structurii de rezistență impune cunoașterea forțelor care acționează asupra navei; aceste forțe sunt următoarele:

greutățile care compun deplasamentul navei, în diferite condiții de încărcare;

presiunea apei, care se exercită asupra fundului și bordajelor în apă calmă sau pe valuri, inclusiv portanța hidrodinamică;

forțele de inerție provocate de mișcările de ruliu, de tangaj și de oscilațiile verticale ale navei;

forțele neechilibrate ale mașinilor principale sau auxiliare.

Corpul navei, precum și elementele componente trebuie să fie suficient de rezistente și totodată, pentru ca deformațiile corpului să nu depășească limitele admisibile, acesta trebuie să fie suficient de rigid. Rigiditatea este necesară pentru eliminarea vibrațiilor pe care le pot produce elicele sau mașinile de propulsie auxiliare.

Repartizarea forțelor ce acționează asupra corpului se face în baza unor legi complexe care nu pot fi stabilite cu exactitate și care variază în funcție de formele și dimensiunile navei, condițiile de încărcare, direcția de propagare și mărimea valurilor, poziția navei față de valuri etc. Din această cauză un calcul riguros al strucurii corpului nu este realizabil în mod practic, iar pentru ușurarea calculelor de rezistență ale structurii corpului, sarcinile care solicită structura navei pot fi împărțite în următoarele categorii:

sarcini longitudinale generale ce provin din diferența dintre modul de distribuție în sens longitudinal a greutăților navei și a împingerilor exercitate de apă asupra carenei, atât în apă calmă cât și în apă agitată. Considerând corpul navei ca o grindă, sarcinile longitudinale generale provoacă încovoierea totală a corpului în sens longitudinal. Din acest motiv în secțiunile transversale ale corpului apar momente de încovoiere și forțe tăietoare. Încovoierea longitudinală generală reprezintă principala solicitare a navelor de dimensiuni mari, navele mici având m prezintă o bună rezistență la încovoierea generală.

sarcini transversale generale ce provin din diferența dintre modul de distribuție în sens transversal a greutății navei și a împingerilor exercitate de apă asupra carenei și care acționează asupra întregului corp al navei. Aceste sarcini provoacă încovoierea generală a corpului în plan transversal.

sarcini locale, care se consideră că acționează separat asupra fiecărui element de structură, precum presiunea apei pe fundul sau bordajul navei, greutăți concentrate pe fundul sau puntea navei.

sarcini speciale, cum ar fi forțele de inerție apărute în momentul impactului dintre fundul navei și val, vibrațiile provocate de linia de arbori, elice, mașinile de propulsie.

Deoarece navele mici au prin construcție asigurată rezistența la încovoiere generală, în continuare se vor trata ultimele două categorii de sarcini, care solicită cel mai adesea corpul navelor mici.

i. Calculul presiunii pe fundul navelor rapide

Viteza de croazieră ridicată a navelor rapide depinde pe lângă caracteristicile hidrodinamice ale corpului, de greutatea totală a navei și de repartiția greutăților pe lungimea acesteia. În timpul navigației pe valuri structura este puternic solicitată. Solicitarea principală ce are loc asupra fundului navei glisoare este cea dată de șocul produs la contactul fundului cu valurile. Forța de impact exercitată depinde în primul rând de viteza de înaintare a navei și de unghiul de incidență al fundului; de asemenea, depinde de forma coastelor din zona impactului, impactul fiind mai puternic la navele cu fundul plan și mai mic la cele cu fundul stelat. Impactul variază pe lungimea navei, fiind mai puternic în jumătatea prova.

Pentru calculul presiunii pe fundul navei se cunosc metodele H. Wagner și J. Sydow, derivate din metodele de calcul folosite la dimensionarea hidroavioanelor. Fundul navelor dimensionate după aceste metode a suferit deformații plastice considerabile și de aceea nu pot fi aplicabile la proiectarea navelor rapide.

Metoda de calcul prezentată în continuare se bazează pe cercetările lui W. Sottorf, care ia în considerare raportul dintre viteza navei și înălțimea valurilor și ține seama de influența pe care o are asupra presiunilor exercitate pe fund modificarea unghiului de asietă în timpul marșului, care se manifestă mai tare la glisoarele fără redan, și de alte particularități ale navelor cu aripi portante și ale glisoarelor cu redan.

ii. Determinarea presiunii pe lungimea fundului.

Presiunea maximă pe fund se află cu ajutorul presiunii medii rezultate din distribuția forței portante de-a lungul suprafeței de glisare (figura 9.1), determinată cu următoarea relație generală:

, (73)

în care: este densitatea apei, în ; -viteza de croazieră, în ; -coeficient (se determină în funcție de dimensiunile ); -unghiul de asietă, în rad; -distanța de la punctul cel mai de jos al corpului până la punctul cel mai înalt al suprafeței apei în timpul marșului, în m.

Presiunea maximă

, (74)

unde este un coeficient care se determină din figura 50, în funcție de -unghiul de înclinare transversală a fundului.

Din relația 73 rezultă că presiunea pe fundul navelor de viteză depinde de variabila . Prin calcul s-au determinat valorile presiunii pentru multe nave cu și fără redan și s-a trasat diagrama din figura 48.Se constată că presiunea este maximă pentru . Această mărime corespunde aproximativ unei înălțimi a valului trohoidal de . Este necesar deci, ca în timpul navigației pe valuri, viteza navei să fie redusă, pentru ca eforturile care apar în structura fundului să fie acceptabile. Odată cu reducerea vitezei se va modifica și poziția navei față de valuri, adică unghiul de asietă și variabila . În figura 49 este arătată variația vitezei navei și a unghiului de asietă în funcție de .

Figura 49 Figura 50

Zona hașurată va fi utilizată pentru determinarea coeficientului K2 la navele rapide ale căror forme la fund sunt cuprinse între formele A și B.

Repartizarea presiunii fundului navei se face astfel:

presiunea la pupa este egală cu 0,95pmax;

presiunea la mijloc (la ) pmax;

presiunea la provă (L) 0,65 pmax;

iii. Variația presiunii pe lățimea navei.

Se stabilește în funcție de modul cum acționează presiunea asupra fundului navei, static sau dinamic și de formele transversale. În mare măsură, modul de repartizare a presiunii depinde și de existența sau absența chilei masiv sau derivorului.

Astfel în cazul solicitării statice, nava fiind în staționare sau în navigație în regim de deplasament, variația presiunii este liniară, depinzând de cele două pescaje, la gurnă și în planul diametral (figura 51, a).

La navele fără chilă masivă sau derivor se deosebesc două feluri de solicitări dinamice: cazul când presiunea se repartizează pe lățimea maximă de glisare (figura 51, b) și cazul când presiunea se repartizează pe toată lățimea navei (figura 51, c), sarcinile distribuite fiind

, (74)

, (74)

unde: este distanța intercostală, în m; -coeficient determinat din figura 52.

La navele cu chilă s-a determinat și prin calcul că presiunea maximă se află în apropierea gurnei, în timp ce în planul diametral presiunea poate fi negativă. Pentru aceste nave presiunea variază ca în figura 51 d, în funcție de formele

Figura 51 navei, iar sarcina maximă are valoarea

[]

Figura 52

Relațiile stabilite sunt valabile pentru toate navele mici de viteză, glisoare cu sau fără redan și cu aripi portante, la care principalele elemente geometrice se încadrează în următoarele valori:

unghiul de înclinare transversală a fundului ;

unghiul de înclinare al chilei față de orizontală:

la prova ;

la pupa ;

unghiul de înclinare a gurnei față de orizontală:

la prova ;

la pupa .

iv. Calculul forțelor de inerție

Pentru navele rapide care navighează în regim de glisare condițiile de exploatare sunt mai grele decât în cazul navelor de deplasament, deoarece în timpul oscilațiilor de tangaj primesc șocuri puternice la impactul cu valurile, ceea ce provoacă deplasarea navei pe verticală cu o mișcare accelerată, timp în care extremitatea prova rămâne suspendată deasupra apei (figura 53).

Din această cauză asupra extremităților navei se exercită forțe mari de inerție care pot duce la deformarea sau ruperea navei în secțiunea transversală în care are loc impactul cu valul.

În momentul impactului dintre nava glisoare și val, creasta valului se află la o distanță de aproximativ o treime din lungimea navei față de extremitatea prova, loc în care se aplică și rezultanta presiunilor produsă de o accelerație locală de ordinul ( fiind accelerația gravitațională).

Figura 53

Notând cu acelerația liniară a centrului de greutate și cu accelerația unghiulară a navei se pot scrie relațiile următoare:

accelerația extremității prova este ;

accelerația extremității pupa este .

depinde de momentul de inerție polar al navei față de axa transversală care trece prin centrul de greutate.

Accelerația în locul impactului este dată de relația

. (76)

Substituind valoarea lui din (9.11) și admițând și , ecuațiile (9.9) și (9.10) devin:

accelerația extremității prova ;

accelerația extremității pupa .

În aceste două expresii care dau accelerațiile extremităților navei este cunoscut factorul , datorită căruia nu se pot calcula forțele de inerție care solicită extremitățile navei glisoare.

Proiectantul își poate face o idee asupra valorii accelerațiilor dând valori arbitrare factorului .

Dacă , atunci accelerația extremității prova , iar accelerația extremității pupa .

Dacă , atunci accelerația extremității prova , iar accelerația extremității pupa .

Din cele de mai înainte rezultă că forțele de inerție care acționează asupra extremităților navei nu pot fi calculate deoarece nu pot fi calculate accelerațiile. Acestea pot fi estimate ca ordin de mărime numai prin încercarea modelului navei în bazin, reproducând valurile care pot lua naștere pentru o anumită stare a mării. De obicei, încercările se fac pentru starea mării de gradul III, la care se presupune că nava poate să navigheze cu toată viteza. Pentru stări mai agitate ale mării viteza navei va fi mai mică decât viteza de croazieră, aceasta dând naștere la solicitări mai mici în structura navei.

20. Sisteme de osatură

a. Generalități

La proiectarea corpului, o decizie importantă este alegerea sistemului de osatură care dă forma și rezistența corpului și totodată montarea instalațiilor și a greutăților care formează deplasamentul navei. Sistemul de osatură trebuie să confere navei rezistență și în același timp greutate cât mai mică, iar pentru aceasta este necesară o proiectare mai îngrijită decât a navelor clasice, care se deplasează cu o viteză mai mică.

De cele mai multe ori, pentru determinarea dimensiunilor elementelor de strucutură ale navelor obișnuite se folosesc normele registrelor de clasificație; acestea însă nu pot fi utilizate la construcția navelor mici de mare viteză, la baza acestor norme stau considerente prin care trebuie asigurate navelor mari o bună rezistență longitudinală. Această cerință rezultă din condițiile de exploatare și încărcare cu sarcini, nava este considerată ca fiind așezată pe creastă sau gol de val.

La navele mici rezistența longitudinală nu este foarte importantă datorită lungimii reduse, dar cerința privind menținerea formelor transversale și realizarea unei bune rezistențe locale trebuie îndeplinite în decursul proiectării. Pentru aceasta sistemul de osatură transversal este cel mai recomandat și va fi utilizat doar la construcția navelor mici de viteză medie și mică la care viteza relativă nu depășește valoarea 8.

Pentru navele rapide care navighează în regim de glisare, condițiile de exploatare sunt mai grele, acestea fiind supuse oscilațiilor de tangaj primind șocuri la impactul cu valurile, iar din această cauză trebuie să aibă o structură foarte robustă a planșeelor de fund în partea din prova. În mod obișnuit, la aceste nave distanța intercostală este redusă în regiunea prova, iar pentru a evita deformarea învelișului fundului, planșeele sunt prevăzute cu mai multe elemente de osatură longitudinale. Această strucutră se poate înlocui cu sistemul longitudinal la care se adoptă varange la două, cel mult trei intervale de coaste. Sistemul este indicat în special pentru navele de mare viteză la care impactul cu valurile provoacă deplasarea navei pe verticală cu o mișcare accelerată când prova rămâne suspendată deasupra apei. Asupra extremității suspendate acționează forțe de inerție care pot duce la deformarea porțiunii amintite sau chiar la ruperea acesteia. În asemenea cazuri sunt frecvente ruperi ale elementelor structurale ale punții care sunt mai intens solicitate decât elementele fundului, care sunt mai robuste și nu prezintă concentrări de eforturi așa cum se întâmplă în zona deschiderilor din punte sau la extremitatea suprastructurilor.

b. Sistemul transversal de osatură

La acest sistem de osatură ponderea o au elementele transversale, adică coastele, verangele și traversele care sunt legate între ele prin intermediul guseelor de punte, gurnă și chilă. Acestea formează o centură transversală care se dispune la fiecare distanță intercostală. Cel mai adesea la sistemul transversal de osatură nu se mai adoptă carlinga centrală, locul acesteia fiind ținut de chila masivă. Este folosită această soluție datorită faptului că trecerea arborelui portelice și al tubului etambou prin corp se realizează mai ușor din punct de vedere tehnologic la varianta cu chilă masivă decât cu carlingă centrală; în schimb se prevede aproape întotdeauna cel puțin o carlingă laterală, care constituie și longeroanele postamentului pentru motor. Carlingele laterale sunt supraînălțate în zona motorului, pentru ca amplasarea acestuia să se facă cu înclinarea corespunzătoare înclinării liniei de arbori.

Stablitatea bordajului este una dintre problemele ce trebuie urmărite la construcția navelor mici. În condiții normale de exploatare bordajul navelor suportă multe șocuri, ceea ce necesită o bună rezistență locală, lucru care se realizează prin osatura în sistem transversal. Dacă rezistența locală este aproape întotdeauna asigurată, rezistența generală a bordajului are de suferit din cauza deschiderilor mari în punți necesare pentru crearea cocpitului. Pentru a consolida bordajul în mod corespunzător, condițiile trebuie să prevadă cel puțin un stringer de bordaj și consolidări longitudinale la îmbinarea punții cu bordajul. În locul stringerului se poate prevedea un brâu de protecție la acostare pentru consolidarea bordajului, dispus aproximativ la jumătatea liberă a coastei.

În figura 54 este prezentat sistemul transversal de osatură la o navă de construcție metalică sudată. Structura este realizată din următoarele elemente: carlinga centrală 1 continuă între doi pereți etanși; varanga simplă 2; carlinga laterală 3; varanga întărită 4; cornierul de gurnă 5; guseul de gurnă 6; coasta simplă 7; cornierul lăcrimar 8; guseul de punte 9; traversă simplă 10, când este pe toată lățimea punții, sau semitraversă când este parțială în lățime; coasta întărită 11; traversa întărită 12; rama longitudinală a cocpitului 13; rama transversală a cocpitului 14; guseul 15 de legătură între carlinga laterală și montantul simplu 16 al peretelui; guseul 17 de legătură între varangă și carlinga centrală; guseul 18 de legătură între carlinga centrală și montantul întărit 19 al peretelui transversal 20.

Figura 54

c. Sistemul longitudinal de osatură

Acest sistem de osatură se utilizează la construcția navelor clasice deoarece asigură rezistența longitudinală generală într-o măsură mai mare decât sistemul de osatură transversal și totodată un corp cu greutate mai mică. Navele mici, datorită lungimii inferioare navelor clasice, au rezistența longitudinală asigurată, deoarece în cazul așezării acestora pe creastă sau gol de val se produc momente încovoietoare foarte mici, de unde rezultă că la construcția navelor mici alegerea sistemului de osatură longitudinal nu pare alegerea cea mai bună. Cu toate acestea, majoritatea navelor mici cu viteze ridicate se construiesc în sistemul de osatură longitudinal, pentru că este singurul sistem care asigură o rezistență locală ridicată a fundului, dat fiind solicitarea la care este supusă această parte a navei la navigația pe valuri.

Solicitări suplimentare foarte mari apar la acest tip de nave datorită navigației oblice pe valuri, când corpul navei este solicitat și la torsiune. Sistemul de osatură longitudinal asigură și în acest caz rezistența generală a navei, concomitent cu reducerea greutății corpului care nu este de neglijat.

Elementele principale ale osaturii sunt longitudinale, care se dispun în general la o distanță egală cu distanța intercostală de la sistemul transversal de osatură. De obicei longitudinalele se întrerup în dreptul pereților transversali etanși, fixându-se de montanții acestora, sau direct de pereți prin gusee. Osatura se dispune simetric față de planul diametral, atât la fund cât și la punte, prin această dispunere realizându-se centuri verticale pe toată lungimea navei. Stabilitatea și rigiditatea în sens transversal se obțin prin coaste întărite dispuse la 2-3 intervale de coaste; coastele întărite se prevăd cu decupări prin care trec longitudinalele. Pentru creșterea rigidității planșeelor se impune îmbinarea longitudinalelor cu coastele întărite, în funcție de materialul folosit la construcția ambarcațiunii, prin cuie, nituri sau sudură.

Acest sistem de osatură se utilizează pe toată lungimea navei, excepție făcând extremitățile pupa și prova la navele mici cu forme rotunde, sau numai extremitatea prova la navele cu forme ascuțite, care se execută în sistemul transversal de osatură. Trecerea de la un sistem de osatură la celălalt reprezintă un dezavantaj al sistemului de osatură longitudinal, deoarece pe o distanță de 4-6 intervale de coastă, trebuie realizate ambele sisteme de osatură.

Figura 55

În figura 55 este arătat sistemul longitudinal de osatură la o navă mică, de construcție metalică sudată. Structura se compune din următoarele elemente: carlinga centrală 1; longitudinalele de fund 2; varanga întărită 3; guseul 4 de legătură între longitudinale și varange, sau între longitudinale și perete; cornierul de gurnă 5; coasta întărită 6; longitudinalele de bordaj 7; traversa întărită 8; peretele transversal 9; carlinga sub punte în planul diametral 10, guseul 11 de legătură între carlingă și perete.

d. Sistemul combinat de osatură

Acest sistem se folosește în scopul îmbinării avantajelor primelor două sisteme de osatură. La navele mari, clasice se aplică în felul următor: planșeele de fund și punte se execută în sistemul longitudinal de osatură iar planșeele de bordaj în sistemul transversal de osatură. Aplicat la construcția navelor mici acest sistem de osatură prezintă în general două dezavantaje: nu asigură rezistența corespunzătoare la torsiune atunci când nava navighează oblic pe valuri, iar îmbinarea osaturii bordajului cu osatura fundului provoacă unele dificultăți tehnologice. Din aceste motive sistemul combinat de osatură se folosește destul de rar la construcția navelor mici, numai pentru construcția de corpuri metalice, sudate.

21. Reguli generale ale registrelor

Dimensionarea elementelor strucurale ale corpului navelor se face utilizând regulile registrelor care sunt valabile pentru nave din oțel cu conținut redus de carbon, având limita de curgere . Deoarece R.N.R. nu are încă eliberate norme pentru construcția navelor mici, în continuare sunt prezentate regulile pentru dimensionarea principalelor structuri ale navelor mici, comerciale, de construcție sudată cu lungimea sub 60 m, după ultima ediție (1973) a Registrului american (ABS). Pentru că modulul de rezistență al secțiunii maestre obținut după aceste reguli asigură o rezistență longitudinală suficientă, nu mai este necesară așezarea navei pe val. În anumite cazuri, pentru navele cu înălțime de construcție mică sau cu deschideri mari în punți, trebuie verificată și rezistența longitudinală.

Elementele de structură nu trebuie să își schimbe direcția sau să se întrerupă brusc. Apendicele mai importante de pe carenă sau pereții etanși din suprastructură trebuie să fie dispuși în același plan cu elementele structurale din interiorul corpului. De regulă, deschiderile mari pentru uși, bocaporți sau guri de ventilație nu trebuie plasate în centură și lăcrimară precum și interiorul distanței de , la mijlocul navei.

Modulul rezistență al unei coaste, traverse etc., calculat cu relațiile date conține și fâșia adițională a învelișului. Lățimea efectivă a fâșiei adiționale (figura 56) este egală cu 33% din deschiderea elementului, , pentru un element structural situat de-a lungul unei deschideri, lățimea efectivă a fâșiei adiționale reprezintă 16,5% din mărimea liberă.

Atunci când se prevăd gusee pentru consolidarea nodurilor constructive, acestea se pot îmbina cu elementele portante prin sudură cap la cap sau prin suprapunere. În cazul al doilea, mărimea suprapunerii trebuie să fie de cel puțin 25 mm. Lungimea îmbinării guseului nu trebuie să fie mai mică decât cea dată de relația

, (77)

în care reprezintă înălțimea osaturii de care se îmbină guseul, în mm. Celelalte dimensiuni ale guseelor sunt arătate în figura 57 și tabelul 17.

Tabelul 17 Celelalte dimensiuni ale guseelor

Distanța intercostală pentru nave comerciale și tehnice se determină cu relația

, (78)

în care este distanța intercostală; – lungimea navei, în m.

Pentru navele cu distanța intercostală, după Registrul german, se determină folosind curbele din 58. Curba 1 dă variația distanței intercostale , în porțiunea de mijloc a navei, pe , iar curba 2 variația distanței intercostale la prova navei, ambele distanțe determinându-se în funcție de lățimea și înălțimea ale navei.

Figura 58 Determinarea distanței intercostale pentru navele cu

Pereții transversali etanși sunt prevăzuți la navele cu lungimi mai mari de 12 m în modul următor: un perete de coliziune, situat la cel puțin 0,05 L de la etravă, distanță măsurată pe linia de apă de calcul, extins până la puntea de bord liber și doi pereți transversali etanși care delimitează compartimentul de mașini la extremități, extinși de asemenea până la puntea de bord liber. Se recomandă ca pereții să fie amplasați în planul coastelor, fără baionete, iar trecerile executate să fie minime ca număr și prevăzute cu închideri etanșe. Puțurile de lanț amplasate în pupa peretelui de coliziune sau care se extind în picul prova trebuie să fie etanșe.

Pentru navele cu stabilirea numărului și poziției pereților etanși rămâne la latitudinea proiectantului. Se recomandă ca în cazul amplasării cabinelor deasupra compartimentului de mașini, puntea respectivă să fie etanșă.

22. Dimensionarea structurilor din oțel

Pentru dimensionarea elementelor constructive ale navelor mici din oțel se vor prezenta în continuare normele Registrului american (ABS) și cazurile în care se vor indica alte norme.

Grosimea învelișului fundului se determină în funcție de sistemul de osatură.

Pentru nave cu sistem transversal de osatură grosimea fundului nu trebuie să fie mai mică decât cea calculată cu relația

, (79)

în care este distanța intercostală, în mm; -lungimea navei, în m; -pescajul navei, în m; -înălțimea de construcție, în m.

Pentru nave cu sistem longitudinal de osatură grosimea fundului nu trebuie să fie mai mică decât cea calculată cu relația

. (80)

Pentru nave cu grosimea învelișului fundului depinde de poziția compartimentului de mașini și trebuie să fie cel puțin egală cu cea calculată cu relația

, (81)

pe lungimea de 3/5 din L de la prova, când compartimentul de mașini se află la mijlocul navei sau pe 0,5 L de la prova când compartimentul de mașini se află la pupa.

Grosimea învelișului bordajului nu trebuie să fie mai mică decât cea calculată cu relația

. (82)

Grosimea învelișului bordajului la extremitățile castelului central sau la prova dunetei nu trebuie să fie mai mică decât cea calculată cu relația

. (83)

Grosimea învelișului punții trebuie să fie cel puțin egală cu grosimea calculată cu relația

, (84)

în care: reprezintă distanța între elementele principale ale osaturii, în mm; -înălțimea punții, în m (pentru punțile de bord liber, deschise ; pentru punțile suprastructurilor situate pe de la prova ; pentru punțile suprastructurilor situate la mijlocul navei, pe porțiunea cuprinsă între de la prova și de la pupa ; pentru alte punți ).

Grosimea pereților transversali etanși se calculează cu relația

, (85)

în care: reprezintă distanța între montanții peretelui, în mm; -distanța de la partea inferioară a șirului de table până puntea pereților etanși, măsurată în P.D., în m.

Pentru calculul grosimii peretelui de coliziune se va folosi o distanță între montanți mărită cu 152 mm. Pentru navele cu lungimi sub 30,5 m pot fi făcute reducerile din tabelul 18.

Tabelul 18 Reducerile pentru calculul grosimii peretelui de coliziune

Relațiile pentru calculul grosimii învelișului se aplică atât navelor care navighează în regim de deplasament, cât și celor în regim de glisare. Pentru navele glisoare grosimea minimă a tablelor fundului, până deasupra gurnei, trebuie determinată cu relația

, (85’)

în care: reprezintă viteza navei, în Nd.

Osatura fundului este formată din osatura transversală și cea longitudinală. Toate navele cu fund simplu având înălțimea la gurnă mai mare de 2,3 m trebuie să fie prevăzute cu o carlingă centrală, carlingi laterale sau cu o combinație între acestea. Distanța maximă de la o carlingă la alta, sau de la carlinga laterală la gurnă, nu trebuie să depășească 2,3 m. Grosimea carlingilor pe la mijlocul navei nu trebuie să fie mai mică decât valoarea obținută cu relația

, (86)

în care: este grosimea carlingei, în mm; -lungimea navei, în m.

La extremități, pe , grosimea carlingilor poate fi redusă cu 85% din grosimea calculată mai înainte.

Dacă , carlingele trebuie prevăzute cu platbande orizontale, aria secțiunii transversale a platbandei trebuie să fie egală cu cel puțin

. (87)

Înălțimea carlingilor trebuie să fie egală cu a varangelor.

Varange cu inimă se prevăd la navele fără dublu fund la fiecare coastă, având formele și dimensiunile arătate în figura 59-61. Modulul de rezistență al fiecărei varange în P.D. al navei împreună cu fâșia adițională nu trebuie să fie mai mic decât cel calculat cu relația

, (88)

în care: este un coeficient (- distanța verticală, în m; -distanța între varange, în m; -lungimea liberă a varangei, în m.

Figura 59 Figura 60

Înălțimea minimă a varangelor în P.D. nu trebuie să fie mai mică decât

, (89)

unde este lungimea liberă a varangei, în m.

Coastele de fund reprezintă osatura simplă, în sistemul transversal de osatură, care se continuă pe fundul navei, de la coastele de bordaj până la îmbinarea cu varangele. Modulul de rezistență al fiecărei coaste nu trebuie să fie mai mic decât cel calculat cu relația (88), introducând coeficientul , distanțele și măsurându-se ca în figura 80

Figura 61

Longitudinalele de fund, în sistemul longitudinal de osatură trebuie să aibă modulul de rezistență cel puțin egal cu cel calculat cu relația (88). Coeficientul are valoarea , iar distanțele și se vor măsura ca în figura 61. Mărimea reprezintă, în cazul sistemului longitudinal de osatură, distanța între coastele întărite prin care trec longitudinalele.

Coastele de bordaj în sistemul transversal de osatură, trebuie să aibă modulul de rezistență cel puțin egal cu valoarea

, (90)

unde: este distanța intercostală, în m; și , în m, măsurate ca în figura 78.

Coastele întărite, în sistemul longitudinal de osatură, trebuie să aibă modulul de rezistență determinat cu relația (88), pentru care se va lua iar dimensiunile și măsurându-se ca în figura 62.

Pentru coastele simple de la extremitatea prova, când unghiul , modulul lor de rezistență se va determina cu ajutorul relației 90, distanțele și măsurându-se ca în figura 63.

Stringerii de bordaj nu trebuie să aibă modulul de rezistență mai mic decât cel determinat cu relația (88) introducând , fiind suma jumătăților lungimilor între coastele sprijinite, în m; -distanța verticală de la mijlocul stringerului la puntea de bord liber, în m; -distanța între coastele întărite sau între o coastă întărită și peretele transversal etanș, în m.

a. Osatura punții.

Modulul de rezistență al fiecărei traverse sau longitudinale de punte se calculează cu ajutorul relației (88), adoptând pentru traverse și pentru longitudinale; -distanța

între traverse sau longitudinale, în m; -lungimea liberă a traversei sau longitudinalei, în m; -înălțimea punții, în m.

b. Dimensionarea osaturii navelor glisoare.

Navele care navighează în regim de glisare trebuie să fie întărite corespunzător sarcinilor la care sunt supuse în momentul impactului cu valul.

Modulul de rezistență al fiecărei coaste de fund, sau longitudinal de fund, nu trebuie să fie mai mic decât cel determinat de relația

, (90)

în care: este viteza navei, în Nd; -distanța între coaste sau între longitudinale, în m; -lungimea liberă a coastei sau longitudinalei, în m.

Modulul de rezistență al fiecărei coaste de bordaj nu trebuie să fie mai mic decât cel calculat cu relația (88), în care se va lua , iar dimensiunile și se vor măsura ca în figura 62.

c. Nave cu dublu fund.

Dimensionarea acestor nave se face după următoarele reguli:

Carlinga centrală va avea înălțimea cel puțin egală cu cea determinată cu relația

, (91)

în care: este lățimea navei, în m; -pesacjul navei, în m.

Grosimea carlingei centrale pe jumătate din lungimea navei, la mijloc nu trebuie să fie mai mică decât cea determinată cu relația

, (92)

unde este lungimea navei, în m.

Spre extremități grosimea carlingei centrale poate fi redusă până la 85% din grosimea la mijloc.

Carlinga laterală se prevede, dacă distanța între carlinga centrală și bordaj depășește 4,57 m, la aproximativ jumătatea distanței. Grosimea minimă a carlingii laterale

. (93)

Varange cu inimă se prevăd la fiecare coastă, compartimentul mașinilor având grosimea egală cu a carlingilor laterale.

Varange schelet se prevăd în afara compartimentului de mașini, modulul de rezistență minim calculându-se cu relația 88, în care se introduce . La varangele schelet prevăzute cu suporți de rigidizare se ia .

Grosimea învelișului dublului fund nu trebuie să fie mai mică decât

, (94)

unde: este lungimea navei, în m; -distanța intercostală, în mm.

23. Lucrări de execuție a corpului

a. Materiale utilizate la construcția corpului

La construcția corurilor de nave mici se utilizeaeză următoarele material: lemnul de diferite esențe, oțeluri cu conținut redus de carbon, aliajele de aluminiu și materialele sintetice.

b. Construcția corpului din material sintetice

Pregătirea formei de lucru. Pentru a obține un corp de ambarcațiune din rășină armată este necesar modelul corpului, iar acesta trebuie să aibă aceleași dimensiuni ca și corpul dorit. Modelul poate avea formă pozitivă sau negativă. Cele mai utilizate sunt modelele cu forma negativă. Pentru bărcile foarte mici construite în serie, se pot utiliza ambele forme; negativul are rol de matriță iar pozitivul de poanson. Uneori se poate folosi drept model barca însăși.

Materialul folosit la construcția modelului este lemnul, acesta poate fi de calitate inferioară, dar uscat foarte bine și fără noduri sau crăpături. Peste șabloanele coastelor, scoase prin exteriorul planului de forme este aplicat un înveliș lemnos bine rindeluit (figura 64). Toată suprafața interioară se chituiește și se șlefuiește, după care modelul se vopsește interior cu lac în mai multe straturi, iar ultimul strat se șlefuiește cu hârtie abrazivă foarte fină (numărul 600).

Figura 64 Aplicarea unui înveliș lemnos bine rindeluit

Modelul trebuie construit astfel încât să permită scoaterea ușoară a corpului din formă. Pentru navele prevăzute cu o porțiune de punte, aceasta se poate executa cu o formă separată, după care se va îmbina cu corpul (figura 65, b) sau se poate executa dintr-o bucată cu corpul, în acest caz modelul fiind demontabil (figura 65, a).

Pregătirea formei este terminată după aplicarea demuluantului, o peliculă intermediară între formă și corp, aplicată în scopul favorizării desprinderii ușoare a corpului din formă, cu menținerea unei suprafețe fine, fără pori. De regulă se utilizează drept demuluant alcooli polivinilici, care se aplică în mai multe straturi cu ajutorul pistolului de vopsit, burete sau pensulă,

Figura 65 Construirea modelului

a. dintr-o bucată, b. cu o formă separată

până se obține o suprafață lucioasă. Locurile mate trebuie retușate deoarece indică o absorbție mare de demuluant; grosimea stratului de demuluant este de 0,3-0,6 mm. Pentru întărirea stratului se adaugă mai mult catalizator și accelerator decât la rășină. De asemenea în locul demuluantului lac se poate folosi ceară de demuluant, însă aceasta provoacă uneori dificultăți lucrărilor ulterioare.

Metode de prelucrare. Metodele de obținere a corpului unei nave mici în formă sunt variate, dintre care menționăm: procedeul prin contact; procedeul prin vid; procedeul cu vid și contraformă flexibilă; procedeul prin presiune; presarea în formă etc.

Cel mai des utilizat este procedeul prin contact. Acesta poate fi utilizat la construcția corpurilor de orice dimensiuni, atât la fabricația individuală, cât și la cea în serie mică.

Pentru procedeul prin contact se folosește un model simplu precum cel din figura 9.27. Demuluantul fiind întărit și finisat pe forma deja pregătită, se aplică rășina preparată cu accelerator, catalizator și eventual pigmentul pentru culoarea dorită. Rășina se aplică pe porțiunile orizontale ale formei și se întinde într-un strat uniform cu ajutorul unei pensule cu păr lung și moale sau cu o rolă înfășurată în blană de oaie. Peste rășină se așează apoi primul strat de fibră de sticlă (țesătură sau stratimat), având grijă ca fibra să fie bine îmbibată cu rășină. După întărirea primului strat se repetă operația până la obținerea grosimii dorite.

Procedeul Roving, un procedeu mai nou, înlocuiește fibra de sticlă în straturi prin fibre de sticlă cu lungime mică; pentru aceasta fibra este introdusă în formă de șnur într-un aparat, măcinată și amestecată și apoi aplicată pe model prin pulverizare.

La procedeul prin vid, pe marginea formei se află un tub prin intermediul căruia se extrage aerul aflat între stratul de fibră și formă cu ajutorul unei pompe de vid.

La procedeul cu vid și contraformă flexibilă, după așezarea fiecărui strat de fibră se aplică apoi un înveliș flexibil din țesătură cauciucată, fixată bine pe conturul formei, după care se extrage aerul dintre strat și formă cu pompa de vid.

Procedeul prin presiune folosește aceeași formă și procedeu ca în cazul procedeului cu vid, dar completat cu un sistem de închidere etanșă a formei (figura 66) prin care se introduce aer sub presiune.

La procedeul cu presare în formă se utilizează și contraforma rigidă (poansonul), cu ajutorul căruia stratul de fibră este presat și obligat să ia forma modelului. Atât contraforma flexibilă, cât și cea rigidă trebuie să fie tratate cu demuluant.

Figura 66 Metodă de prelucrare cu ajutorul procedeului prin presiune

Pregătirea rășinii. Polimerizarea se poate realiza de cele mai multe ori numai în prezența unui catalizator. Acesta este de obicei un peroxid organic, însă în practică catalizatorii sunt desemnați prin denumirea comercială și domeniile de utilizare. În momentul amestecării catalizatorului cu o rășină are loc o reacție chimică ce nu mai poate fi oprită până la finalizarea polimerizării. Rășina poate fi prelucrată la începutul reacției, dar când devine gelatinoasă nu trebuie să mai fie mișcată deoarece compromite îmbinarea omogenă cu fibra. Timpul în care rășina poate fi prelucrată se numește timp de oală, care variază de la câteva minute până la câteva ore.

Pentru fiecare rășină în parte este indicat de către producător timpul de oală și timpul de întărire, în funcție de dozajul catalizatorului și temperatura mediului ambiant.

Catalizatorii sunt foarte inflamabili și de aceea sunt livrați sub formă de pastă sau soluție. Sub această formă pot fi manevrați fără pericol și trebuie depozitați corespunzător. În timpul lucrului muncitorii trebuie să poarte ochelari de protecție, deoarece o cantitate mică de catalizator poate duce la orbire sau arsuri foarte grave.

Temperatura minimă la care catalizatorul permite începerea reacției de polimerizare este de aproximativ 50. Prin adăugarea unui accelerator, temperatura de începere a reacției este coborâtă la 15-20. Acceleratorul trebuie ales în funcție de catalizator. Cantitatea de accelerator necesară pentru rășină poliesterică este de 0,1-2% din greutatea rășinii. Amestecul dintre catalizator și accelerator nu este permisă deoarece reacția provoacă explozie; pentru aceasta se amestecă mai întâi catalizatorul cu rășina și apoi se adaugă acceleratorul, sau invers.

După întărire, în funcție de natura rășinii, aceasta se contractă cu 4-9%. Realizarea unor profile pe corp din fibră și rășină (spre exemplu chila, derivorul etc) necesită volum mare de rășină și deci contracții mari ce pot duce la deformarea învelișului. Contracțiile pot fi micșorate prin adaos de materiale de umplutură precum cuarț, fire de azbest etc; fibra de sticlă mărește costul iar prin folosirea materialelor de umplutură se obține un cost redus. Cu toate acestea nu se folosesc pentru piesele ce trebuie să asigure o rezistență mecanică ridicată. De asemenea trebuie făcute testări înainte de utilizarea materialului de umplutură deoarece nu se știe cum se modifică reacția de polimerizare.

În prelucrarea corpului din fibră de sticlă, o mare importanță pentru durabilitatea construcției o prezintă stratul exterior bordajului, denumit și strat de acoperire. Acesta trebuie să asigure o rezistență mărită la șocuri și o finisare superioară ce nu permite infiltrarea apei. De aceea la acoperirea primului strat de fibră se va folosi o combinație de rășini pentru obținerea unei rezistențe și elasticitate mărită.

Colorarea rășinilor se face ușor; este mai indicată colorarea mată deoarece este mai rezistentă la lumină decât culoarea transparentă. Unii pigmenți se dizolvă în spirt tehnic după care se amestecă cu rășina. Nu este recomandată amestecarea cu rășină a pigmenților sub formă de pulbere deoarece aceștia provoacă accelerarea sau încetinirea procesului de polimerizare. În practică, pigmenții se folosesc sub formă de pastă cu concentrație foarte mare care conțin și ceva rășină. Dezavantajul lor este că se mențin o durată scurtă de timp; înainte de folosire rășina se va amesteca cu pigmentul în utilaje speciale pentru obținerea unei culori uniforme.

Colorarea se poate face și prin vopsire cu pensula sau pulverizare. Creșterea puterii de acoperire se realizează prin adăugarea în rășină a oxidului de titan, mai ales la folosirea vopselelor pe bază de pigmenți anorganici.

Aplicarea rășinii. Calitatea produsului din rășini sintetice armate cu fibră de sticlă depinde nu numai de modul cum a fost aleasă și pregătită rășina, ci și de experiența celor care folosesc astfel de materiale.

În funcție de numărul oamenilor care lucrează, de temperatura mediului, de tipul de rășină și de suprafața de fibră care se poate aplica într-un timp de oală, se determină cantitatea necesară de rășină, catalizator și accelerator.

Întreaga cantitate de rășină necesară pentru o zi de lucru este împărțită în două: în una se introduce întreaga cantitate de accelerator, iar în cealaltă jumătate din cantitatea de catalizator. Din aceste două jumătăți se amestecă rășina ce poate fi prelucrată în siguranță într-un timp de oală.

Rășina trebuie aplicată pe formă într-o peliculă cu grosime constantă. Din cauza fluidității rășinii și a formelor complexe ale corpului, rășina nu poate fi menținută pe toată suprafața aplicată. Împotriva scurgerii rășinii se pot lua două măsuri:

mărirea vâscozității rășinii prin adaosul de substanțe precum aerosil, silcasil sau pulbere de tixotropil în proporție de 0,5-5%;

fixarea formei cu negativul corpului pe un arbore orizontal care se sprijină pe două lagăre la pupa și prova, putând fi rotită în jurul axei și adusă suprafața de lucru într-un plan orizontal (figura 85).

Figura 67 Fixarea formei

Creșterea rezistenței mecanice a produsului se poate obține numai dacă se realizează acoperirea uniformă a fibrelor de sticlă de către rășină. În locurile unde au rămas bule de aer rezistența mecanică este scăzută și apa poate pătrunde.

Figura 9.31 Eliminarea bulelor cu ajutorul rolelor

a. simple, b. cu canale longitudinale, c. cu canale transversale

La procedeul prin contact eliminarea bulelor se face cu ajutorul rolelor din figura 68. Acestea se pot confecționa din oțel sau cauciuc și pot fi simple (figura 68, a), cu canale longitudinale (figura 68, b) sau cu canale transversale (figura 68, c). Rolele pot fi cu lungime mare și se utilizează pentru suprafețe relativ plane, sau cu lungime mică, pentru a fi utilizate în spațiile înguste.

c. Oțeluri

Pentru construcția elementelor rezistente ale corpului navei care participă la rezistența generală și locală se utilizează oțeluri cu conținut redus de carbon, calmate sau semicalmate, ușor sudabile. Oțelurile pentru nave trebuie să aibă și proprietăți plastic foarte ridicate pentru a permite prelucrarea la cald și la rece, fără să apară fisuri. Astfel conținutul de carbon variază între 0,14-0,20%, foarte rar ajungându-se la 0,22%, deoarece un procent ridicat de carbon favorizează apariția fisurilor în cordoanele sudate. Conținutul de mangan reprezintă cel puțin 0,50%, iar conținutul de mangan trebuie să reprezinte 0,12-0,35%. Oțelurile calmate au o structură fină și omogenă în toată masa materialului. Mărimea granulației structurii după scara ASTM* trebuie sa fie cumprinsă între 6-8. În compoziția oțelurilor de construcții navale intra și elemente elemente de aliere ca: crom, nichel și cupru, cel mult 0,30% din fiecare element.

Caracteristicile oțelurilor cu conținut redus de carbon precum și a oțelurilor slab aliate folosite în construcțiile navale se găsesc în STAS 8324-74.

Folosim tablă de 1,2 mm.

Sistemul de osatură longitudinal și cel transversal este format din profile U, cornier 50x50x3, ranforsări din tablă profilată.

d. Aliaje de aluminiu.

Construcția navelor mici, în special a celor de mare viteză, a căpătat o dezvoltare largă odată cu creșterea producției de aluminiu, a îmbunătățirii calității acestuia și cu realizarea de aparate de sudare pentru aluminiului.

Aliajele de aluminiu prezintă marele avantaj al unei densități mai mici decât a oțelului, a unei rezistențe metalice superiare.

Principalii constituienți ai aliajelor de aluminiu sunt: magneziul, care variază în limite largi 0,4-6,5%, manganul 0,3-1-1% și siliciul 0,6-1,6%. Aliajele de aluminiu cunoscute sub denumirea de duraluminiu au uneori în compoziție și cupru pentru îmbunătățirea proprietăților mecanice, dar aceasta afectează foarte mult în sens negativ rezistența la coroziune. Din această cauză conținutul de cupru se limitează la 0,1% și pentru a evita corodarea excesivă, piesele prelucrate trebuie protejate prin vopsire sau eloxare. În ultimii ani se folosesc tot mai multe aliaje de aluminiu placete pe una sau ambele părți cu aluminiu pur, care prezintă o mare rezistență la coroziune. Aplicat în special la execuția învelișului exterior al carenei navelor mici, mărește durata de exploatare a acestora cu cel puțin 25%.

O altă particularitate a aliajelor de aluminiu constă în puternica ecruisare a acestora în timpul prelucrării la rece. Pentru a nu fi necesar un tratament termic (de recoacere) piesele care se prelucrează la rece vor fi curbate sub un unghi maxim de 90°. Curbarea la un unghi mai mare de 90° produce ecruisarea laminatului și pentru a evita apariția fisurilor este necesară o recoacere la temperatura de 340-370°C.

Prelucrarea la cald a aliajelor de aluminiu se face în intervalul de temperaturi de 380-470°C, în care acestea au cea mai mare plasticitate. Prelucrarea la temperaturi în afara intervalului menționat determină apariția crăpăturilor în material.

Ridicarea proprietăților mecanice după prelucrare se poate realiza prin călirea pieselor din aliaje de aluminiu la temperatura de 600°C, răcirea făcându-se în apă. Pentru a evita oxidarea, încălzirea pentru călire sau prelucrare se va face în băi de salpetru sau în cuptoare electrice.

Din cauza oxidului de aluminiu care se formează imediat la încălzire și care împiedică fuziunea dintre metalul de bază și cel de adaos, sudarea aluminiului și a aliajelor sale nu este posibilă decât utlizând o pasă decapantă specială sau în mediu de gaz protector, de obicei argon.

Compoziția chimică și proprietățile mecanice ale aliajelor de aluminiu impuse de Registrul Naval Român sunt date în tabelul 19.

Tabelul 19

24. Asamblări prin solidificare de material

a. Principii de utilizare a îmbinărilor sudate

Sudarea realizează o asamnblare nedemontabilă, rigidă, între doua sau mai multe elemente constructive prin încălzirea locală a naterialului până la plasticizare sau topire și prin forțele de adeziune moleculară. Procesul tehnologic de obținere a legăturii se numește sudare, iar zona în care se realizează îmbinarea se numește sudură. Încălzirea are drept scop să creeze, prin difuziune, o legătură puternică, între particulele celor doua materiale. Cu cât încălzirea este mai puternică cu atât fenomenul de difuziune este mai intens și îmbinarea mai rezistentă. În cazul încălzirii mai până la plasticizare, pentru realizarea asamblării, cele două piese sunt presate una desupra celelilalte, din care cauză sudarea este denumită prin presiune, iar în cazul topirii, îmbinarea se face de regulă cu aport de material. Încălzirea se realizează prin rezistența electrică, frecare, ultrasunete, iar topirea, cu ajutorul frecării unui gaz combustibil sau arcului electric, format, fie în atmosferă, fie într-un gaz protector. La sudarea cu arc electric în atmosferă liberă se pot folosi, fie electrozi de metal, în cazul în care arcul se formează între piesele care se sudează și un electrod metalic, care se topește și furnizează materialul de adaos, fie electrozi de cărbune, când arcul se formează între piesele care se sudează și doi electrozi de cărbune.

O sudare bună se realizează în cazul pieselor executate din același material sau din materiale care au temperatura de topire apropiată și pot forma aliaje între ele. În principiu sunt sudabile toate metalele, termoplastele și sticla. Metalele diferite pot fi sudate dacă se folosește ca material de adaos nichelul, deoarece acesta se sudează cu aproape taote metalele.

La sudarea materialelor diferite trebuie avute în vedere temperatura de topire și conductivitatea termică a acestor materiale. Se sudează foarte bine oțelul, aluminiulsși aliajele de aluminiu, cuprul și aliajele de cupru, nichelul si aliajele de nichel, magneziul și aliajele de magneziu, termoplastele în curent de aer cald (la 200…300°C); se sudează bine oțelu cu fonta și staniul și aliajele de staniu.

Asamblările prin sudare sunt răspândite, deoarece necesită utilaj simplu de execuție, nu slăbesc secțiunile și asigură o bună rezistență la locul de asamblare. Dezavantajele lor, care constau într-un control mai greu a calității asamblării, tensiunilor interioare suplimentare în zona sudurii și sudabilitatea limitată a materialelor, nu le scad însă gradul de utilizare.

În mecanica fină, din punct de vedere constructiv se folosesc atât cusăturile sudate prin puncte, cât și cele în linie. La alegerea tipului de cusătură trebuie să se țină seama, pe lângă alți factori, și de faptul ca, în cazul pieselor de dimensiuni reduse, datorită încălzirii puternice, pot lua naștere deformații mari. Din acest motiv, în mecanica fină se utilizează mult sudura prin puncte, la care ăncălzirea pieselor este locală și durează un timp foarte scurt, astfel încât fluxul termic influențează o zonă foarte mică.

Principii de utilizare a îmbinărilor sudate

1. Prima condiție de proiectare a îmbinărilor sudate este cea de egală rezistență a cusăturii și a elementelor îmbinate.

2. Calculul se consideră unul convențional datorită complexității solicitărilor.

3. Pentru sudurile cap la cap (figura următoare):

– Calculul de rezistență se efectuează funcție de secțiunea nominală a elementelor îmbinate.

– Nu se iau în considerare îngroșările cusăturilor.

– Se admite o repartiție uniformă a eforturilor unitare în secțiunea cusăturii sudate.

4. La sudurile de colț

– Se consideră că ruperea cusăturii se face după secțiunea minimă (planul care conține bisectoarea unghiului drept) (figura următoare):

– Eforturile unitare reale nefiind uniform repartizate, sudura de colț este un concentrator de eforturi.

– Valoarea efortului unitar admisibil se limitează la valoarea rezistenței admisibile la forfecare indiferent de tipul cusăturii de colț și de solicitare.

5. Ca urmare a imperfecțiunilor tehnologice de la capetele cusăturii datorate amorsării și stingerii arcului electric, lungimea cordonului se ia mai mare decât lungimea rezultată din calcul:

– la sudura cap la cap: ;

– la sudura de colț .

b. Asamblări sudate prin puncte

La sudarea prin puncte, părțile constructive care se asamplează sunt presate una asupra alteia prin cei doi electrozi și sudate prin topirea materialului, care se produce ca urmare a căldurii degajate de curentul electric. În locul electrozilor în formă de vârf(figura 70 a) pot fi utilizați electrozi cu rolă, care pot realiza fie o cusătură prin puncte, când este trimis sub forma de impulsuri la anumite intervale, fie o crusta continuă(figura 70 b ,c și d).

Figura 70 – Modalități de execuție a sudării prin puncte

Materialul electrolizor trebuie să posede o foarte bună conductivitate termică și electrică, duritate și rezistență la uzură pentru ca să nu își modifice forma și să nu se sudeze cu piesele de îmbinat. Corespund foarte bine acestor cerințe cuprul și argintul.

Prin puncte se pot suda piese din tablă între ele sau piese de secțiune circulară cu piese din tablă. La piesele din tablă, sudarea prin puncte înlocuiește cu succes nituirea, eliminând atât niturile cât și găurirea tablelor. Pentru ca sudarea sa fie cât mai rapidăsși mai sigură. Electrozii au forma de bare (figura 72. a), iar mărimea punctelor de sudură depinde de diametrul electrodului, care la rândul său este influențat de grosimea tablelor și de intensitatea curentului. Aspectul suprafețelor în punctele de sudură depinde de forma capetelor electrozilor. La forma bombată a acestora, pe cele două fețe apar craterele de sudură, care, atunci când aspectul asupra fețelor are importanță, se înlătură prin polizare. Sudarea pieselor din bare rotunde sau de alt profil se face în mod asemănător, însă forma capetelor electrozilor trebuie adaptată la conformația pieselor. Astfel, dacă se asmblează o piesă din tablă cu o bară rotundă, electrodul în contact cu bara capătă o degajare în forma de canal, în care intră bara, iar piesa de cele mai multe ori are o nervură care asigură poziția barei (figura 72 b).

Caracteristic pentru sudare prin puncte este durata ei foarte scurtă de (0,1…0,2)s, ceea ce conferă un caracter local încaălzirii. Astfel, la o distanță de 5mm de centrul sudurii, temperatura piesei nu depășește 200°C. Acest lucru permite să se sudeze piese de grosime foarte mică (0,2…1,5mm) fără pericolul deformării datorită încălzirii.

La îmbinarea unei piese din tablă groasă cu una din tablă subțire, ultima se poate deforma la sudare. Se utilizează în acest caz sudarea prin puncte în relief, imprimându-se, anterior sudării, puncte pe tablă de grosime mai mare. În figura 72 se arată piesele la sudare prin puncte în relief, înainte și după asamblare.

Piesele care se sudează prin puncte trebuie să fie pe cât posibil din același material. Este totuși posibilă sudarea pieselor din materiale diferite, dacă punctele de topire ale acestora nu sunt prea depărtate ca valoare și dacă rezistivitatea și conductivitatea lor termică nu diferă prea mult. La locul de sudat, în acest caz, se formează un aliaj.

Figura 71 Adaptarea formei electro- Figura 72 Sudarea prin puncte de relief

zilor la configurația pieselor

Diametrul punctului de sudură se determină în funcție de grosimea piesei celei mai subțiri. Când piesele îmbinate preiau mici sarcini se recomandă ca în direcția de acționare să fie minimum două și maximum cinci puncte de sudură. Dimensiunile se pot determina cu ajutorul datelor și relațiilor din tabelul 20, prezentate dupa figura 73.

Dacă este necesară o verificare a cusăturilor sudate prin puncte(figura 8.82 a), calculul este similar nituirii și se face la forfecare, considerând forță P distribuită egal pe cele n puncte, astfel:

unde, d este diametrul punctului; τ’af≈0,6 τaf este rezistența admisibilă la forfecare a materialului după sudare; τaf- rezistența admisibilăla forfecare în materialul de bază.

Sudarea prin puncte se utilizează frecvent pentru îmbinarea diferitelor părți ale aparatelor confecționate din sârme și table, din metale speciale. Acest procedeu de asamblareeste folosit la fabricația tuburilor electronice pentru îmbinarea sârmelor și tablelor subțiri din platină, tantal, wolfram, molibden, molibden, constant, nichel și cupru, unde trebuie remarcate dimensiunile reduse ale pieselor de ordinul a (0,2…0,5) mm. De aceea, o atenție mare trebuie acordată tratării suprafețelor de sudare, care se face prin cuplarea sau sablarea acestora. Tratarea pe cale galvanică nu este recomandabilă din cauza resturilor de acid care pot provoca oxidarea ulterioară a suprafețelor.

Figura 73 Geometria și calculul sudurilor

prin puncte

Tabelul 20 Dimensiunile sudurilot prin puncte

Sudarea prin puncte a fost folosită pentru îmbinarea dintre cupola și traversele longitudinale (figura c pozițiile 1 și 3) și dintre cupolă și traversele transversale (figura C pozițiile 2, 4 și 5).

Acest tip de sudură a fost realizat de fabricanții auto pentru renforsarea cupolei.

c. Asamblări sudate în linie

Cusăturile realizate prin sudare în linie pot avea forma unei linii contiue sau întrerupte. După pizoția relativă a pieselor care se asamblează pot fi cap la cap și cap la colț.

La sudurile cap la cap piesele se așează față în față, iar materialul de adaos se depune între ele. În funcție de grosimea pieselor, sudurile cap la cap prezintă diverse varietăți(figura 90), care pot avea diverse secțiuni: I(a), V(b), Y(c), X(d), U(e).

Calculull la rezistență a sudurilor cap la cap se face considerându-se solicitate la întindere sau compresiune, iar locul mai sla al îmbinării îl reprezintă cusătura. Dacă sarcina la care trebuie să reziste cusătura este P, iar distanța eforturilor unitare ca în figura 75 a, relația de calcul este:

P=bhσat

unde, σat=este rezistența admisibilă la întindere, iar bh este aria secțiunii pieselor de îmbinat.

Lungimea cusăturii, egală cu lățimea pieselor, intră în calcul fără porțiunile din extremitate care se apreciază că au o lungime de 2h.

Figura 74- Secțiuni ale vari-

etăților de sudură cap la cap

Pentru a asigura o rezistență egală în cusătura sudată și în piese, din relația (8.171) se vede că se poate influența fie asupra grosimii h a sudirii, fie asupra lungimii cusăturii. Deoarece grosimea h a sudurii nu poate asigura o rezistență egală cu cea a materialelor de bază, pentru a realiza totuși aceeași rezistență în cusătură, și materialele pieselor se pot utiliza asamblări sudate cap la cap cu înclunare sub un anumit unghi față de direcția forței, ceea ce are drept urmare o lungime l mai mare a cusăturii, decât lățimea b a pieselor.

Cu notațiile din figura 75 b, se poate determina unghiul de înclinare β, pentru a fi indeplinită această condiție. Dacă se descompune forța P în Pn-normală pe direcția cusăturii și Pt-paralelă cu direcția cusăturii, se obține:

Pn=P sin β=h’lσat

și

Pt=P cos β=h’lτaf

Figura 75- Scheme de solicitare și calcul ale sudurilor cap la cap

Solicitările care apar sunt întinderea datorită lui Pn și forfecarea datorită lui Pt. Se pot scrie tensiunile de întindere σt și de forfecare τf în zona sudurii:

deci tensiunea efectivă va fi:

(95)

Pentru secțiunea din piese se poate scrie

(96)

și împărțind relația (95) la (96) se obține:

(97)

La cusăturile prin sudare cap la cap colicitările la încovoiere(figura 92 a), pentru a realiza o rezistență egală în cusătură și materialul pieselor, este necesar ca sudura sa fie aplicată într-o secțiune unde momentul încovoietor M, nu atunge valoarea sa maximă Mi max, deci trebuie îndeplinitp condiția:

(98)

Calculul la încovoiere se face obișnuit, considerându-se cusătura ca locul slab îmbinat. Pentru cazl din figura 76 a, se poate scie:

(99)

Când cusătura este solicitată compus, la întindere si încovoiere (figura 76), se poate scire pentru întindere:

și pentru încovoiere :

Figura 76- Scheme de cusături cap la cap, solicitate la încovoiere și întindere.

deci efortul total va fi:

(100)

Sudurile de colț se pot executa dacă piesele sunt suprapuse pe fețele lor mari sau dacă suprapunerea se face, la una din piesele, pe față mină. Dacă suprapunerea se face pe fețele mari, cusăturile pot fi frontale și laterale.

Cusătura frontală, care are o direcție perpendiculară pe direcția de acșionare a forței, se poate executa unilateral și bilateral(figura 77).

Cusătura unilaterală în general se evită din cauza unui moment încovoietor Mi=P() care acționează asupra îmbinării.

Cusătura de flanc sau laterală, care este paralelă cu direcția de acționare a forței, se execută bilateral (figura 78 b și c). Dacă secțiunea transversală a piesei care se sudează nu este simetrică, lungimea l a cusăturii se împarte în două părți, l1 și l2, invers proporșionale cu distanțele e1 și e2 de la centrul de greutate al secțiunii până la muchii,

, (101)

Cusătura de colț pe una din fețele mici ale pieselor (figura 77 d) se execută de asemenea bilateral.

Calculul de rezistență al cusăturilor de colț se face la forfecare, deoarece experiența a dovedit că aceste cusături se distrug în planul care trece prin bisectoarea unghiului drept al triunghiului isoscel înscris în secțiunea transversală a sudurii, deci pe direcția a (figura 8.86) a înălțimii triunghiului coborâte din vârful unghiului drept. Cu toate că orice cusătură de colț este supusă la o solicitare compusă de întindere, încovoiere și forfecare, s-a admis calculul la forfecare a acestor cusături și pentru faptul că sudura posedă rezistemța cea mai redusă la acest tip de solicitare.

Figura 77- Principalele scheme ale cusăturilor de colț

Pentru cusătura frontală din figura 77 a , ecuația de calcul va fi:

P=h1cos45°2bτ’af=2∙0,7h1bτaf (102)

unde, 0,7h1 este aria secțiunii de forfecare și τaf este rezistența admisibilă la forfecare pentru materialul de adaos.

Dacă este necesară realizarea unei capacități portante egale la forfecare în sudură și în piese se poate scrie:

2∙0,7h1bτ’af= h1bτaf (103)

Dacă se consideră, ca o valoare medie că τ’af=0,65τaf se obține:

(104)

Întrucât a≤0,7h, rezultă că nu se pot executa cusături frontale care să preia aceeași încărcare ca piesele ce se asamblează, decât dacă se prelungește sudura șaterală. De obicei, aceasta se face dincolo de colț cu o lungime c≥2∙0,7h (figura 78 a). O altă soluție este realizarea sudurilor înclunate cu unghiul β(figura 78 b), astfel că lungimea l a cusăturii devine mai mare decât lățimea pieselor. Din figura 78 b, se poate scrie:

Pn=P sin β și Pt= P cos β (105)

deci tensiunile cormale σ’ și tangențiale τ’ date de acele componente vor fi:

(106)

Tensiunea echivalentă σ’e este:

(106’)

Figura 78- Calculul cusăturilor frontale

Tensiunea echivalentă σ’e este:

σ’e=τ’a (107)

Capacitatea portantă egală în cusătură și piese se obține, dacă:

astfel că unghiul optim va fii β≈65°.

În practică poate apărea și situația ăn care cusătura frontală este solicitată de un moment încovoietor (figura 77 c) când τ’M datorită momentului Mi este:

τ’M= (108)

Dacă asupra ei mai acționează și forța axială P cu efortul τ’P, teniunea tangențială τ’ va fi:

τ’=τ’M+τ’P=τ’a (109)

La cusăturile laterale culculul se face tot la forfecare, repartizarea eforturilor unitarnefiind uniformă pe lungimea cusăturii. Variația acesțui efort este cu atât mai maire, cu cât lungimea sudurii este mai mare. Din această cauză la proiectarea sudurilor laterale lungimea totală l se limitează constructiv la l≤(50…60)h.

Calculul se face tot la forfecare, astfel:

P=1,4hlτ’af (110)

pentru cazul din figura 77 b și cu relația:

P=0,7h(l1+l2)τ’af (111)

pentru cazul din figura 77 c.

Dacă cusătura laterală este supusă unui moment încovoietor (figura 78 a), adnițându-se că tensiunile sunt uniform repartizate în sudură, se poate considera că momentul exterior i se opune cuplul de forțe Pc, astfel că fiecare cusătură este solicitată la forfecare de forța:

Pc= (112)

Tensiunea τ’f în sudură va fi:

τ’f=τ’af (113)

unde a=0,7h.

Dacă se utilizează o sudură combinată, frontală și laterală, supusă unui moment încovoietor, calculul are în vedere ipoteza indepenfenței acțiunii forței și deci a independenței de lucru a fiecărei cusături. În acest caz pentru asamblarea din figura 79 b, se poate scrie:

Mi=Mi1+Mis’

unde Mi1 și Mi2 sunt momentele încovoietoare în cusătura laterală, respectiv cusătura frontalp.

Pentru cusătura laterală

Mi=al(b+a)τ’f (114)

iar pentru cusătura frontală:

Mis=τ’f (115)

astfel că:

τ’f=τ’af (116)

unde a=0,7h.

Figura 79 – Calculul cusăturilor sudate lateral

La o cusătură de colț bilaterală la care una din piesele se suprapune pe fața ei mică (figura 77 d), solicitată de o forță P și un moment Mi, aplicând același principiu al independenței acțiunii forțelor se poate scrie ca τ’1 dat de P este:

τ’1= (117)

iar τ’2 dat de momentul Mi ,

τ’2=, (118)

de unde tensiunea totală

τ’f=τ’1+τ’2=’af (119)

pentru calculul sudurilor o deosebită importanță o prezintă alegerea rezistențelor admisibile care sunt mai mici decât ale materialelor de bază don cauza tensiunilor reziduale cauzate de răcire, structurii mai puțin dense a materialului, incluziunilor ș.a. La solicitările statice se adoptă:

σ’a=cσa (120)

unde c este un coeficient de siguranță, subunitar, dependent de tipul solicitării și metoda de sudare (manual, automat, semiautomat) și dar in tabelul 21:

Tabelul 8.6. Valori ale coeficientului de siguranță c

Ranforsările interioare longitudinale și transversale au fost realizate cu cornier 30c30x3. Poziționarea pe cupolă se face conform figurii c, și detaliului.

Sudura dintre traversa longitudinale și transversașe din cornier (figura c) (vedere de sus):

Privind de la cupola din figura a, se croiesc și se sudează repere din tablă de 1,5mm pe locul fostului parbriz și a geamurilor laterale(figura a). Sudura folosită pentru îmbinarea acestor repere este cea oxiacetilenică.

Îmbinarea pereților (colilor) din tablă.

Carcasă originală

Tablă de 1,5mm

Secțiune prin peretele lateral al navei

1- Strat protecție antifon.

2- Tablă din oțel.

3- Polistiren de mare densitate.

4- Fibră de sticlă.

5- Strat protecție antifon.

Grosimea fundului navei și a pereților este dată de grosimea tablei, grosimea stratului protector (polistiren de mare densitate) și stratul de fibră de sticlă. Schița prezentând secțiunea prin aceste straturi este prezentată în figura următoare:

1- tablă oțel (g=1mm)

2- polistiren de mare densitate (supradur) (g=20 mm)

3- strat fibră de sticlă (g=1,5 mm)

25. Cârme

a. Clasificare

De multă vreme guvernarea navelor se face cu ajutorul cârmelor, cu toate că în ultimii 30-40 de ani au apărut mai multe invenții care le-ar putea lua locul, dintre care amintim: guvernarea prin jet de apă; propulsorul Voith-Schneider sau propulsorul cu aripioare. Cu toate acestea, pentru guvernarea navelor mici lente sau rapide se folosește cârma clasică.

La proiectarea cârmelor se ține seama de manevrabilitate și stabilitate de drum, iar acestea depind de următorii factori: tipul, mărimea și poziția organului de guvernare; forma carenei, în special pupa; forma și mărimea suprafeței de derivă; rapoartele între dimensiunile principale, în special L/B; numărul și poziția propulsoarelor și sensul de rotație al acestora.

Cârmele se pot clasifica după mai multe criterii.

a). După poziția axului se deosebesc următoarele tipuri:

cârme necompensate, la care pana este amplasată în pupa axului; se folosesc la unele nave mici lente;

cârme semicompensate, al căror ax se află situat la o distanță de muchia de atac, cuprinsă între 1/2 din grosimea profilului și 1/4 din lungimea acestuia;

cârme compensate, al căror ax se află la o distanță de muchia de atac egală cu 1/4-1/3 din lungimea profilului; este cel mai răspândit tip de cârmă utilizat la construcția navelor mici.

b). După modul de susținere al cârmelor se deosebesc:

cârme susținute de lagăre la ambele extremități; se folosesc la ambarcațiuni lente, cu forme pline;

cârme semisuspendate prevăzute cu un lagăr la partea superioară și altul aproximativ la jumătatea safranului; se folosesc rar;

cârme suspendate prevăzute cu un lagăr numai la partea superioară; se folosesc cel mai mult.

c). După forma profilului cârmei se deosebesc două tipuri:

cârme plate formate dintr-o singură tablă;

cârme cu profil hidrodinamic, utilizate în special la nave de mare viteză și de concursuri.

Profilul unui contur hidrodinamic este determinat prin ordonatele secțiunilor (în procente din lungimea lui). Unul din cele mai utilizate profile este profilul hidrodinamic NACA (National Advisory Commitee for Aeronautics).

b. Elementele geometrice ale cârmelor cu profil hidrodinamic

Elementele geometrice caracteristice cârmelor cu profil hidrodinamic sunt (figura 80): -lungimea medie a profilului; -înălțimea cârmei; -distanța de la extremitatea prova a cârmei până la centrul de presiune C, în care se aplică forța P; -distanța de la extremitatea prova a penei până la axul cârmei; -aria totală a cârmelor; -aria părții compensate a cârmei aflată spre prova axului; -grosimea maximă, determinată în funcție de diametrul elicei cu relația

(121)

Aria safranului cârmei se determină din tabel. .

Raportul de compensare a safranului reprezintă raportul

(122)

și variază între limitele .

Adoptarea valorii maxime pentru coeficientul de compensare se reflectă negativ asupra comportării cârmei. Pentru reducerea vibrațiilor se recomandă ca , în orice secțiune orizontală.

Profilul cârmei este caracterizat prin următoarele elemente:

Grosimea relativă a profilului, , (123)

Poziția relativă a grosimii maxime a profilului

(124)

Ambele valori sunt date în tabele în funcție de tipul profilului. Pentru profilul NACA,

Figura 80 Elementele geometrice

caracteristice cârmelor cu profil hidrodinamic

Alungirea relativă a profilului este raportul dintre înălțimea cârmei și lungimea medie a profilului:

(125)

Unghiul de înclinare a cârmei este unghiul pe care îl face planul de simetrie al cârmei cu planul diametral al navei. Pentru o anumită valoare a acestui unghi se obține forța portantă maximă pe pana cârmei. De obicei acest unghi nu depășește (pentru profilul NACA ). Peste un anumit unghi de înclinare, scurgerea fluidului nu se mai face normal, firele de fluid se desprind de pe fața de absorbție a penei și calitățile hidrodinamice ale cârmei se înrăutățesc. Acesta este numit unghi de bandă sau unghi de înclinare critic .

c. Tipuri constructive de cârme

Principalele tipuri de cârme utilizate la guvernarea navelor sunt reprezentate în figurile 81-86. În figura 81 este arătat profilul penei cârmelor:

-cârmă plată; -cârmă cu profil hidrodinamic; -cârmă plată groasă; -cârmă cu profil hidrodinamic cu o parte verticală fixă; -cârmă cu profil triunghiular, supercavitant, folosit la ambarcațiuni de concursuri.

În figura 82 este prezentată cârma compensată, suspendată, plasată în P.D. (planul diametral), în figura 83-cârma compensată, sprijinită în călcâiul etamboului, plasată tot în P.D, iar în figura 84-nava cu două cârme compensate și suspendate, plasate lateral.

Figura 81 Principalele

tipuri de cârme utilizate

Poziția cârmei, perpendiculară pe fund în acest caz este mai indicată pentru o bună funcționare, decât poziția verticală.

În figura 85 este arătată forma cârmei semicompensate, sprijinită la partea inferioară, utilizată la guvernarea navelor mici, lente, iar în figura 86 cârma compensată, sprijinită, aplicată la navele mici cu pupa tip crucișetor.

Figura 84 Navă cu două cârme compensate și suspendate, plasate lateral

d. Forțele care acționează asupra cârmelor

Se consideră o cârmă cu profil hidrodinamic complet scufundată, izolată de navă care se deplasează cu o anumită viteză față de apă. Când cârma este înclinată cu un anumit unghi , scurgerea fluidului pe cele două fețe ale cârmei se face cu viteze diferite și astfel se produc presiuni diferite. Din această cauză asupra cârmei va acționa o forță P care este rezultanta presiunilor pe cele două fețe ale cârmei, forță care este aplicată în puncul C, numit centru de presiune (figura 87).

Forța P poate fi descompusă în următoarele componente: -portanța profilului; -rezistența la înaintare a safranului; -componenta normală; -componenta tangențială, existând relațiile:

Figura 87 Presiunile ce acționează asupra

unei cârme cu profil hidrodinamic

; (126)

; (127)

. (128)

Momentul de răsucire la axul cârmei

, (129)

iar momentul față de muchia de atac

. (130)

Calculul cârmelor cu profil hidrodinamic se bazează pe rezultatele încercărilor pe modele, prezentate în literatura de specialitate sub forma următorilor coeficienți hidrodinamici adimensionali:

coeficientul portanței (131)

coeficientul rezistenței la înaintare (132)

coeficientul momentului , (133)

unde este viteza cu care jetul de apă se scurge pe cârmă iar -densitatea apei.

Între coeficienții hidrodinamici adimensionali , și și coeficienții componentei normale , al componentei tangențiale și al rezultantei presiunilor există următoarele relații:

; (134)

; (135)

. (136)

Tabelul 22 Coeficienții hidrodinamici pentru profilele NACA cu

Distanța de la muchia de atac la centrul de presiune rezultă din relațiile:

, (137)

de unde

. (138)

Raportul este denumit coeficientul centrului de presiune, iar raportul reprezintă o altă caracteristică denumită calitate hidrodinamică a profilului.

Calculul forțelor care acționează asupra cârmelor se face cu ajutorul coeficienților hidrodinamici adimensionali determinați din tabele, pentru un anumit profil, în funcție de unghiul .

În tabelul 22 sunt dați coeficienții hidrodinamici pentru profilele NACA cu , iar în tabelul 23 coordonatele pentru obținerea profilului.

Tabelul 23 Coordonatele pentru obținerea profilului

r-raza de racordare a profilului la muchia de atac

În diagrama 88 coeficienții hidrodinamici sunt dați pentru .

În cele mai multe cazuri, alungirea relativă reală a safranului care rezultă în urma adoptării dimensiunilor cârmei este diferită de cea din tabele; în aceste situații în calcule se introduc valorile corectate pentru coeficientul rezistenței la înaintare și unghiul de înclinare , cu ajutorul relațiilor:

; (139)

, (140)

unde: -alungirea relativă a profilului adoptat. De notat că atât coeficientul portanței, cât și coeficientul momentului rămân nemodificați.

În tabelul 24 se indică suprafața safranului cârmelor (s-au folosit notațiile: -lungimea maximă a navei,

Figura 88 Coeficienții hidrodinamici pentru

în m; -înălțimea de construcție a ambarcațiunii, în m).

Tabelul 24 Suprafața safranului cârmelor

Raportul de compensare a safranului se poate alege în limite foarte largi. În funcție de valoarea adoptată rezultă și proprietățile hidrodinamice ale cârmei, dar și solicitările mecanice ale axului și vibrațiile provocate de un raport mare de compensare. În cele ce urmează se indică câteva valori ale raportului de compensare:

nave mici de viteză medie cu cabine, ;

ambarcațiuni mici rapide și de sport, ;

ambarcațiuni de curse, .

e. Amplasarea cârmelor

În cazul navelor mici și în special a celor de viteză, o mare importanță prezintă poziționarea corectă a cârmelor, alegerea formei optime a safranului și profilului. În privința poziției optime a cârmei vom arăta că cea mai mare eficiență o au cârmele care sunt fixate cu extremitatea superioară imediat în vecinătatea fundului și fără a fi sprijinite la partea inferioară. Datorită apropierii safranului de fundul navei se produce o creștere aparentă a raportului dintre înălțimea cârmei și lungimea profilului.

În ceea ce privește forma optimă a safranului se consideră că forma trapezoidală, cu bordul de atac și cel de fugă înclinate dă cele mai bune rezultate. De asemenea între o cârmă plată și una cu profil hidrodinamic este preferată aceasta din urmă, deoarece mărește gradul de manevrabilitate al navei. Întotdeauna se va adopta cârma compensată pentru reducerea momentului de acționare și a diametrului arborelui cârmei.

Numărul cârmelor se alege în funcție de numărul și poziția elicelor astfel:

navele cu o elice se construiesc cu o singură cârmă plasată în planul diametral, imediat în pupa elicei;

navele cu două elice pot fi dotate cu o singură cârmă dispusă în P.D, dacă se urmărește în special stabilitatea de drum, sau cu două cârme dispuse lateral, în pupa elicelor, dacă se urmărește obținerea unei bune manevrabilități; din punctul de vedere al rezistenței la înaintare, este mai avantajos să fie prevăzută o singură cârmă în P.D.

Pentru navele mici rapide cu două elice se recomandă amplasarea cârmelor spre borduri, față de axa elicei, dacă elicele se rotesc spre exterior, sau spre P.D. de axă, dacă elicele se rotesc spre interior.

La stabilirea dimensiunilor cârmelor și a amplasării acestora trebuie să se mai țină seama de faptul că pentru o bună eficiență, cârma trebuie să fie complet scufundată și să aibă un strat de apă deasupra marginii superioare egal cu (0,125…0,25) h. Marginea inferioară a cârmei compensate sau semicompensate nu trebuie să depășească discul elicei, iar pana cârmei trebuie să primească tot jetul de apă refulat de elice (figura 89). Axa de rotație a cârmelor trebuie să fie perpendiculară pe planul de bază al navei. La navele cu fundul stelat, cu două elice, această condiție nu poate fi realizată totdeauna, deoarece există pericolul blocării cârmei pe corp dacă nu este prevăzută cu limitator de bandă. În aceste situații se admite o poziție intermediară pentru axa de rotație (între poziția verticală cerută și poziția perpendiculară pe fund, care evită blocarea cârmei).

Cârmele fixate în imediata apropiere a elicelor au o mare eficacitate datorită vitezei sporite a jetului de apă în care funcționează. Astfel de cârme conferă navei o bună manevrabilitate chiar și la viteze reduse, ceea ce este un mare avantaj, în special la manevrele de acostare.

Figura 89 Primirea jetului de apă refulat

de elice de către pana cârmei

f. Calculul cârmei amplasate în curentul elicei

În calculul cârmei se consideră cunoscute următoarele elemente:

-lungimea maximă a navei, în m; -înălțimea de construcție, în m; -viteza navei, în m; -diametrul elicei, în m; -împingerea dezvoltată de elice, în daN.

Determinearea suprafeței safranului se face după tabelul 24, în funcție de caracteristicile navei, adoptându-se apoi raportul de compensare . Dacă nava va fi prevăzută cu două cârme, aria unei cârme va rezulta prin împărțirea la 2 a ariei deduse din tabelul 24. Se stabilesc dimensiunile și forma cârmei în funcție de formele navei la pupa și se calculează alungirea relativă a profilului .

Profilul cârmei se adoptă dintre cele cinci tipuri de profile prezentate în figura 84. Din tabelul 22 se iau coeficienții , și (dacă s-a ales un profil NACA). Din tabelul 22 se obțin coordonatele profilului ales și se trasează profilul la o scară convenabilă. Se recalculează valorile coeficientului de rezistență la înaintare și unghiul de înclinare pentru alungirea reală . Calculul se face sub formă tabelară (tabelul 25).

Cu ajutorul valorilor și calculate în tabelul 25 se trasează curba și pentru valoarea maximă a lui se determină din diagramă unghiul de bandă .

Tabeul 25 Calcul sub formă tabelară

Calculul vitezei cu care jetul de apă se scurge pe cârmă se face cu relația

, (141)

unde este viteza apei în discul elicei; -gradul de încărcare al elicei care se calculează cu relația

, (142)

Calculul solicitărilor cârmei se face cu ajutorul relațiilor (8.17), din care rezultă:

; (143)

. (144)

Calculul se face tabelar pentru diferite unghiuri de înclinare ale cârmei (tabelul 26).

Tabeul 26 Calcul sub formă tabelară

Calculul momentului la arborele cârmei se face cu relația

.

După cum se vede, valoarea momentului depinde de distanța de la muchia de atac a safranului până la axa arborelui, distanță care nu este cunoscută. Pentru rezolvarea acestei probleme există două metode:

se consideră distanța cunoscută, rezultând din suprafața compensată, care se poate adopta odată cu mărimea suprafeței totale a cârmei; asemenea calcul poate fi considerat suficient pentru navele cu puteri mici;

se determină valoarea distanței (în cazul navelor cu puteri mari instalate) în două variante: a) arborele cârmei este astfel plasat încât momentul la arbore să fie minim; b) arborele cârmei este plasat astfel încât lucrul mecanic necesar pentru manevrarea cârmei să rezulte minim.

În ambele variante se calculează momentul la arbore, în funcție de unghiul de înclinare , pentru patru valori ale lui cuprinse între limitele de variație obișnuite și anume , luându-se pentru valori din în , astfel încât să conțină și unghiul de bandă . Calculul este redat în tabelul 27.

Tabeul 27 Calcul sub formă tabelară

Se trasează curba momentelor la arbore pentru cele patru valori ale lui (figura 89).

Pentru a determina poziția axului cârmei corespunzătoare momentului minim, se trasează dreptele valorilor absolute maxime, pozitive și negative, ale momentului . Punctul de intersecție al celor două drepte, obținute prin unirea punctelor corespunzătoare, va indica distanța axei cârmei față de muchia de atac pentru care momentul este minim (figura 90).

Figura 89 Curba momentelor la arbore pentru cele patru valori ale lui

Pentru rezolvarea problemei în a doua variantă se planimetrează suprafețele limitate de axa absciselor și de curbele care reprezintă momentul din figura 89, pentru diferite valori ale lui . Planimetrarea se face separat pentru suprafețele situate deasupra axei absciselor și pentru cele situate sub această axă. Se adună valorile absolute ale suprafețelor astfel obținute pentru fiecare curbă și se trasează curba de variație a suprafețelor momentelor (figura 91). Minimul curbei dă valoarea lui la care lucrul mecanic pentru manevra cârmei este minim.

g. Dimensionarea cârmelor

Cârmele cu profil hidrodinamic au structura formată dintr-o osatură de tip celular, peste care se aplică învelișul de tablă. Osatura este compusă din nervuri orizontale care au forma hidrodinamică a cârmei, legate între ele prin nervuri verticale care se întrerup în dreptul nervurilor orizontale. Nervurile sunt prevăzute cu găuri de ușurare. Calculul de rezistență se face în funcție de varianta constructivă adoptată pentru modul de fixare a arborelul cârmei. Puterea mașinii cârmei se determină în ipoteza că înclinarea cârmei de la poziția zero la unghiul de bandă se face în 15 secunde.

Calculul arborelui cârmei. În general, arborele cârmei este solicitat la încovoiere și torsiune. Cârmele suspendate de la navele mari sunt solicitate și la întindere.

În figura 92 este arătată varianta constructivă în care nervurile orizontale sunt prevăzute cu o gaură, prin care trece un tub coaxial cu arborele cârmei.

Tubul se sudează de osatură și este prevăzut la extremități cu două bucșe, care servesc drept reazeme pentru arborele inferior al cârmei, în jurul căruia se rotește cârma. Capătul superior al arborelui inferior se fixează prin șuruburi de partea de sus a etamboului, iar capătul inferior intră în crapodina călcâiului etamboului. În acest caz, arborele inferior este solicitat la încovoiere de momentul

, (145)

de unde rezultă diametrul arborelul inferior.

, (146)

unde rezistența admisibilă la încovoiere ( este limita de curgere a oțelului arborelui inferior).

Arborele superior, cu diametrul , este solicitat la încovoiere și torsiune. Folosind ipoteza a III-a de rupere, care dă valorile cele mai mari, rezultă momentul total

, (147)

de unde

. (148)

În cazul cârmei suspendate (figura 93), arborele este solicitat tot la încovoiere și torsiune:

=; , (149)

de unde diametrul arborelui

. (150)

Calculul penei. Pana este solicitată ca o placă de presiunea apei din exterior. În această ipoteză pentru calculul grosimii învelișului penei se poate folosi formula Registrului Naval Român

, (151)

în care: este cea mai mică din distanțele dintre nervurile orizontale sau verticale, în m; -cea mai mare din distanțele de mai înainte, în m; -coeficientul dat de tabelul 28 (pentru valori intermediare ale raportului determinarea lui se face prin interpolare liniară); -viteza navei, în km/h; -pescajul navei, în m.

Tabelul 28 Determinarea coeficientului

Pentru calculul grosimii învelișului se mai poate utiliza și relația

[mm], (151’)

în care este lungimea navei la plutire, în m.

Grosimea nervurilor orizontale și verticale trebuie să fie cel puțin egală cu grosimea învelișului.

Pana cârmei este solicitată și la încovoiere, considerându-se încastrată pe arbore și supusă presiunii apei. Această solicitare fiind mică, se neglijează în practică.

h. Cârme plate acționate manual

La cârmele care se acționează cu mâna, forța periferică aplicată la timonă nu trebuie să depășească 15 daN pentru ambarcațiunile mari și 5 daN pentru ambarcațiunile de plimbare. Raza a timonei sau a volanului se poate obține introducând această valoare în expresia

(153)

în care: -unghiul de bandă al cârmei, în grade; -raza sectorului sau lungimea echei cârmei, în m; -forța de tracțiune în transmisia cârmei, în daN; -numărul de rotații al timonei pentru rotirea cârmei din P.D. la unghiul de bandă; -forța periferică aplicată timonei, în daN.

Grosimea a cârmei plate trebuie să fie cel puțin egală cu

, (154)

unde este lungimea ambarcațiunii, în m.

Pentru motorizarea electrică:

r=350mm;

S=30mm;

Pentru motorul cu combustie internă:

r=……

S=……

27. Sisteme de detecție subacvatic – Sonar Side Imaging

Pentru a descoperi și a determina de la suprafață poziția anumitor obiecte, a reliefului dar și a vietăților subacvatice se folosește un sonar (SOund Navigation And Ranging) sau hidrolocator, de tip Side Imaging.

Sonarul este un aparat a cărui funcționare este bazată pe fenomenul de reflexie a undelor ultrascurte. Una din primele funcții ale sonarului este determinarea adâncimii (distanței până la fundul apei). Sonarul este folosit atât în navigație și la pescuitul industrial.

Figura 94

Figura 95

Tehnologia SI (SIDE IMAGING) permite scanarea simultană de o parte și de alta a bărcii, pe o distanță de până la 120 m în lateral. Astfel, pe o deplasare liniară, sonarul poate scana pe ambele părți o "bandă de apă" de 240 m. Unul din avantajele acestui sonar este găsirea în timp foarte scurt, chiar și pe ape necunoscute, a locurilor bune de pescuit.

Pentru a beneficia de funcțiile sonarului acesta trebuie setat corespunzător:

SI Sensivity: 8-12

SI Enhance: OFF pentru imagini clare ale structurilor și Low sau Med pentru a vedea peștii

Contrast: 9-10

Chart Speed: 10

SI transducer frequency: 455 kHz

Colour: Amber

Viteza optimă de deplasare pentru obținerea unei scanări bune este între 4-10 km/h.

Figura 96

Figura 97 Down image

O altă alternativă pentru vizualizarea View SI + a sonarului clasic, este varianta Down Imaging. Down Imaging scanează aceeași suprafață de sub barcă la fel ca și sonarul clasic, dar rezultatul nu e o reprezentare grafică, ci una reală, similară cu SI.

În figura 97 este prezentat un exemplu cu un copac scufundat aflat sub barcă. El fiind sub barcă, nu apare clar pe SI, nefiind decât parțial în aria de acoperire a acestuia, dar pe Down Imaging apare imaginea lui foarte clar.

Figura 98 Si range

Distanța de scanare în lateral variază și poate fi setată până la maximum 120 m. Pentru face o căutare extinsă, se va folosi un SI Range (fig.98) cât mai mare, maxim. Astfel, se pot vedea structuri și o configurație relevantă a substratului. Localizarea peștilor folosind această setare este grea, pentru că cei 120 m scanați sunt cuprinși în câțiva centimetri de ecran., iar un pește de 40 cm va fi doar un punct, în cel mai fericit caz observabil. Pentru observarea peștilor pe SI, trebuie să se micșoreze SI Range până la aproximativ de două-trei ori adâncimea apei pe care ne aflăm. Dacă suntem pe o adâncime de 10 m, SI Range va fi de maximum 30 m. De asemenea, setarea SI Enhance e bine să fie pe Low sau Medium. Astfel, vor apărea și peștii pe SI.

27. Setarea unui sonar Side Imaging

SI (SIDE IMAGING) permite scanarea simultană de o parte și de alta a bărcii, pe o distanță de până la 120 m în lateral. Astfel încât, pe o deplasare liniară, sonarul poate scana pe ambele părți o "bandă de apă" de 240 m. Deja parcă datele se schimbă complet. E un avantaj incontestabil și cu astfel de echipament căutarea locurilor productive pe o apă devine perfect posibilă într-un timp scurt. Practic îți poți permite să intri pe o apă complet necunoscută și să găsești din prima zi locuri bune și pește. Cine nu-și dorește asta?! Chiar și pesca rii "experți" pe o anumită baltă sau cei care merg foarte mult timp pe o apă crezând că o cunosc ca-n palmă, odată ce scanează cu Side Imaging descoperă cu uimire că balta le mai ascundea multe secrete.

UN BUN PUNCT DE PLECARE PRIVIND SETĂRILE ÎN SI:

SI Sensivity: 8-12

SI Enhance: OFF pentru imagini clare ale structurilor și Low sau Med pentru a vedea peștii

Contrast: 9-10

Chart Speed: 10

SI transducer frequency: 455 kHz

Colour: Amber

Viteza optimă de deplasare pentru obținerea unei scanări bune este între 4-10 km/h.

11.1. Down Image

DOWN IMAGE

În loc de un View SI + sonar clasic se poate alege și una cu Down Imaging-ul. Down Imaging scanează aceeși suprafață de sub barcă la fel ca și sonarul clasic, dar rezultatul nu e o reprezentare grafică, ci una reală, similară cu SI. Iată un exemplu cu un copac scufundat aflat sub barcă. El fiind sub barcă, nu apare clar pe SI, nefiind decât parțial în aria de acoperire a acestuia, dar pe Down Imaging apare imaginea lui foarte clar.

11.2. Si Range

SI RANGE

Distanța de scanare în lateral variază și poate fi setată până la maximum 120 m. Dacă facem o căutare extinsă, folosim un SI Range cât mai mare, maxim. În acest fel putem vedea structuri și o configurație relevantă a substratului. În mod evident, dorim să localizăm și să vedem și peștii. Dacă rămânem pe această setare va fi greu, pentru că la 120 m sunt cuprinși în câțiva centimetri de ecran. Un pește de 40 cm va fi un biet punct în cel mai fericit caz observabil. Dacă dorim să vedem și peștii pe SI, trebuie să micșorăm semnificativ SI Range până la aproximativ de două-trei ori adâncimea apei pe care ne aflăm. Dacă suntem pe o adâncime de 10 m, SI Range va fi de maximum 30 m. De asemenea, setarea SI Enhance e bine să fie pe Low sau Medium. Și vor apărea și peștii pe SI.

11.3. 180 Grade View

180 GRADE VIEW

Spațiul închis la culoare care traversează imaginea de sus în jos e practic spațiul de sub barcă, ce nu e acoperit de SI. El este însă scanat de sonarul clasic. Un view împărțit în două, cu imagine de sonar clasic și SI, practic acoperă un unghi de 180 de grade. Cu cât adâncimea apei e mai mare, partea întunecată din mijloc e mai lată și invers. De exemplu, în fotografie se vede clar cum ea se îngustează în partea de jos, ceea ce înseamnă că barca a coborât dintr-o apă mai puțin adâncă într-una cu adâncime mai mare (se poate vedea și pe imaginea sonarului clasic).

11.4. Extra Pont

EXTRA PONT

Chartspeed sau viteza cu care imaginea se deplasează de sus în jos pe ecranul sonarului.

În ecranul SI ultima informație scanată nu apare în partea de sus a ecranului și odată cu deplasarea bărcii ea se duce în jos până dispare de pe ecran. E și aici un tradeoff, în sensul că o viteză mai mică permite o scanare mai consistentă, cu detalii mai multe, dar în același timp obiectul scanat rămâne mai în urma bărcii în momentul în care îl observăm. E recomandabil ca pentru scanările de suprafețe mari să folosiți viteza cea mai mare, iar odată observată o structură interesantă, scădeți viteza, pentru a obține detalii suplimentare, și vă întoarceți să o scanați din nou. Eu folosesc în mod curent viteza maximă și, odată ce un obiect îmi apare pe ecran, el se află în realitate cam la 45 de grade în unghi în spatele bărcii.

28. Bibliografie

1. Baader, J. Motorkreuzer und schnelle Sportboote. Berlin, Verlag Delius, 1970.

2. Marconi, K. Wie Konstruiert und baut man ein Boot. Berlin, Verlag Klasing, 1969.

3. Douglas, P. B. Motor Yacht and Boat Design. London, Adlard Coles Limited, 1966.

4. *** Carene di motor scafi. Roma, INSEAN Vasca Navale, 1964.

5. Pyszka, A. Proiectirovanie katerov. Leningrad, Sudpromghiz, 1963.

6. Saunders, H. E. Hydrodinamics in Ship Design. New York, 1957.

7. Du Cane, P. High-speed Small Craft. London, Temple Press Limited, 1956.

8. De Groot, D. Rezistance and Propulsion of Motor-Boats. In: International Shipbuilding Progress, nr. 6, 1955.

9. Brix, H. Motor und Yacht Bau. Berlin, 1929.

10. *** Handbuch der Werfen III. Hamburg, Schiffahrts Verlag, 1963.

11. Voitkunski, IA. I. ș.a. Spravocinik po teoria karablia. Leningrad, Sudpromghiz, 1960.

12. Henschke, W. Schiffbautechnisches Handbuch I. Berlin, VEB Verlag Technik, 1966.

13. *** R.N.R. Reguli pentru clasificarea și construcția navelor de navigație interioară. București, M.T.T., 1973.

14. Presia, E. Berechnung des Bodendrukes an Tragflachen und Gleitbooten. În: Schiff und Hafen, Heft 11, 1961.

15. O' Brien, T. B. The Design of Marine Screw Propellers. London, Hutchinson Scientific Technical, 1962.

16. Zvonkov, V.V. Sudovie tiagovîe rascetî. Moskva, Recinoi Transport, 1956.

17. Castagneto, E. Eliche ad limite di cavitazione ed eliche supercavitanti. Roma, INSEAN Vasca Navale, 1961.

18. Kațman, F. M. și Kudrevatîi, G. M. Konstructirovanie vinto rulevîh komplexov morschih sudov. Leningrad, Sudpromghiz, 1963.

19. Romanenko, L. L. și Scerbakov, L. S. Motornaia Iodca. Leningrad, Sudpromghiz, 1969.

20. Voitkunschi, IA. I. ș.a. Spravocinic po teoria karablia. Leningrad, Sudostroenie, 1973.

21. Anfimov, V. N. ș.a. Ustroistvo i ghidromehanika sudna. Leningrad, Sudostroenie, 1974.

22. Blumin, V. I. ș.a. Transportnîe suda na podvodnîh krîliah. Moskva, Transport, 1964.

23. Eichler, W. Yacht und Bootsbau. Hamburg, Hanser Verlag, 1972.

24. Năstase, C. Calculul și construcția navei. București, Editura didactică și pedagogică, 1964.

25. Sgrumala, M. Tehnologia fabricației navei. București, Editura didactică și pedagogică, 1964.

26. *** R.N.R. Reguli pentru clasificarea și construcția navelor maritime. București, M.T.T, 1974.

27. Maier, Viorel Solicitări generale în arhitectura navală modernă. Editura tehnică, București, 1997.

28. Popovici, Ovid, ș.a. Dinamica structurii navei CURS, Universitatea "DUNĂREA DE JOS" GALAȚI.

29. Centralizatorul principalilor parametrii rezultați din proiectare

𝐿 – 2700mm lungimea navei la plutire;

𝐵- 1500mm lățimea maximă a navei la plutire

𝑛 – turația motorului sau turația elicei;

𝑃𝑀- 20CP=7.36kw puterea nominală a motorului de propulsie;

∆ – 1250 deplasamentul ;

𝛿 – 0,619 coeficientul de finețe al carenei (coeficientul bloc);

∝ – 0,2435 coeficientul de finețe al suprafeței plutirii

𝛽 – 0,2435 coeficientul de finețe al suprafeței secțiunii transversale imerse maximă;

𝜑 – 0,59 coeficientul de finețe longitudinal al carenei sau unghiul de asietă;

∆ – 0,6t/m3 deplasamentul navei;

𝑇 – 220mm pescajul navei ;

𝐹- 280mm bordul liber;

𝐷- 500mm înălțimea de construcție a navei;

Cotele centrului de greutate al carenei

xc=1,35m

yc=0,75m

Zc=0

𝐴𝑊- 2,79m3 aria suprafeței plutirii;

Viteza relative : 12,173

𝜆- 2,4495 Modulul similitudinii geometrice

𝛺 – 4,545m2 suprafața carenei navei

𝛺m – 0,1263m2 suprafața carenei navei model

𝑅𝑛- 1,3 daN rezistența la înaintare a carenei nude a modelului;

𝜁fm- 1,174∙10-3 coeficientul rezistenței de frecare a modelului;

𝑅𝑡 – 3,364daN rezistența totală la înaintare ;

𝑃𝐸- 6,728CP puterea efectivă (de propulsie);

𝐹𝑟 – 2,5 numărul Froude;

Vm- 6,319 viteza modelului

Lkm- 0,674 lungimea modelului

Sm- 0,1529 grosimea învelișului

𝑅tm- 0,689 rezistența totală la înaintare a carenei modelului;

𝑅rm- 0,350 rezistența reziduală la înaintare a apendicelor;

∝3 – 5,55 coeficientul de finețe al suprafeței plutirii

𝜀 – 63,4 rezistența la înaintare a palelor elicei;

𝐿𝑔m- 0,45 lungimea navei la gurnă pentru model

𝐵𝑔m- 0,25 lățimea navei model în punctul de intersecție a plutirii cu gurna;

𝑇m – 0,0416 pescajul navei model

𝑇prm – 0,0312 pescajul la prova modelului

∇m – 0,009338 volumul carenei modelului;

𝐵- 0,24 lățimea maxima a navei la plutire;

𝐵medm- 0,2469 lățimea maxima la plutire a modelului;

𝜆- 6 Modulul de similitudine geometrică

𝐿𝑔- 2,7m lungimea navei la gurnă (proiectată în planul orizontal);

𝐵med- 1,41m lățimea medie;

𝐵g- 1,45m lățimea navei în punctual de intersecție a plutirii cu gurna

𝑑- 20mm diametrul arborelui cârmei

𝑇- 152mm pescajul navei la cuplu maestru;

𝑇𝑝𝑟- 141mm pescajul la prova;

ℎ – 88mm distanța dintre planul de bază până la minimul liniei gurnei sau înălțimea cârmei;

v= 12Nd=6,169m/s viteza navei;

(Fr)B- 3,235 nr Froude;

CP- 0,123 coeficintul de încercare;

Coeficientul corecției pentru valoarea puterii: CP+60%