Universitatea Dunărea de Jos din Galaţi [307068]
Universitatea „Dunărea de Jos” din Galați
Școala doctorală de inginerie
TEZĂ DE DOCTORAT
CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR ÎN CONTEXTUL REGLEMENTĂRILOR INTERNAȚIONALE ȘI NAȚIONALE
Doctorand: [anonimizat]. [anonimizat].dr.ing. Ionel CHIRICĂ
Seria I6 Nr….
GALAȚI
2018
Universitatea „Dunărea de Jos” din Galați
Școala doctorală de inginerie
TEZĂ DE DOCTORAT
CONTRIBUȚII LA ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR ÎN CONTEXTUL REGLEMENTĂRILOR INTERNAȚIONALE ȘI NAȚIONALE
Doctorand: [anonimizat]. Dumitru LUPAȘCU
Seria I6 Nr….
GALAȚI
2018
CUVÂNT ÎNAINTE
Desfășurarea activității de doctorand: [anonimizat] „Dunărea de Jos” [anonimizat] a domnului Prof. dr. ing. [anonimizat], care mi-a acordat-o în această activitate de pregătire profesională și de cercetare ce mi-a permis să definitivez această teză.
Mulțumesc cadrelor didactice ale Universității „Dunărea de Jos” [anonimizat] m-[anonimizat].
Aduc mulțumirile mele referenților științifici domnul Prof. dr. ing. pentru efortul și răbdarea de a [anonimizat].
[anonimizat]. [anonimizat] a elaborării tezei de doctorat.
Îi sunt profund recunoscător domnului Prof. dr. ing. Mircea MODIGA pentru contribuția științifică la pregătirea mea profesională și elaborarea acestei teze.
[anonimizat]. . [anonimizat].
Mulțumesc cadrelor didactice din Catedrada de Rezistența Materialelor a Universității „Dunărea de Jos” pentru implicarea lor în activitatea mea de doctorand.
Mulțumesc tuturor celor care au fost alături de mine și m-au încurajat și susținut moral în această perioadă.
Îmi exprim recunoștință și mulțumesc familiei pentru înțelegerea care mi-a arătat-o.
[anonimizat], care prin imense eforturi și sacrificii, m-[anonimizat], 2018
INTRODUCERE
Siguranța de construcție a [anonimizat], viața echipajelor și a pasagerilor, [anonimizat]. [anonimizat] a navei, [anonimizat], exploatare și până la casare.
[anonimizat], analiza unora dintre cerințele tehnice privind siguranța de construcție a navelor, prevăzute de principalele reglementări internaționale și naționale și în urma unor cercetări teoretice și de laborator, să facă propuneri de îmbunătățire a acestor cerințe și prin aceasta să contribuie la progresul tehnic în domeniu.
Lucrarea este structurată pe 6 capitole în care sunt prezentate stadiul actual al cerințelor tehnice și metodelor de calcul, precum și noutățile și contribuțiile proprii ale autorului, după caz, astfel:
Capitolul 1. Siguranța de construcție prevăzută în reglementările internaționale și naționale. Se face o prezentare a reglementărilor internaționaționale și naționale prin care se realizează siguranța de construcție a navelor și se descrie pe scurt modul de realizare a acesteia în faza de proiectare, construcție și exploatare.
Capitolul 2. Instrumente de calcul eleborate și utilizate pentru analiza siguranței de construcție a navelor. Pentru analiza siguranței de construcție a navelor au fost create următoarele 4 programe de calcul, care permit efectuarea de studii și cercetări în vederea îmbunătățirii reglementărilor în domeniu naval privind siguranța de construcție.
Program de calcul al eforturilor secționale generale și al liniei elastice a corpului navei la așezarea statică în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val din prova de forma cosinusoidală sau trohoidală. Programul permite determinarea parametrilor de plutire în stare de echilibru a navei în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val pentru diverse cazuri de încărcare din exploatare, precum și a eforturilor secționale generale și a linie elastice a corpului acesteia în asemenea condiții. Elaborat pe baza metodei clasice de calcul din “Teoria navei”, adaptată și dezvoltată de către autor într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, programul introduce o serie de elemente inovative descrise în acest capitol.
Pogram de calcul linear al parametrilor de oscilație a navei și al eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova. Programul a fost elaborat pe baza metodei clasice de „Teoria navei”, utilizând „Teoria fășiilor ordinară” și „Teoria fășiilor modificată”, dezvoltată de autor într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, introducând o serie de considerente noi. Încercările pe o serie de trei modele au validat metoda adoptată și programul de calcul.
Pogram de calcul nelinear al parametrilor de oscilație a navei și al eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova. Programul a fost elaborat pe baza metodei clasice de „Teoria navei”, utilizând „Teoria fășiilor ordinară” și „Teoria fășiilor modificată”, dezvoltată de autor într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, introducând o serie de considerente noi. Încercările pe un model au validat metoda adoptată și programul de calcul.
Pogram de calcul nelinear al parametrilor de oscilație a navei și al eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova, considerând amortizarea pătratică. Programul a fost elaborat pe baza unei metode noi propusă de autor. Încercările pe un model au validat metoda adoptată și programul de calcul.
Capitolul 3. Îmbunătățirea siguranței de construcție a navelor maritime privind rezistența longitudinală a corpului în stare intactă. În urma comparării eforturilor secționale induse de valuri, determinate conform reglementărilor IACS, cu cele obținute cu programele prezentate în capitolul 2, s-a constatat că eforturile IACS sunt mai mici decât cele reale, în special în cazul forțelor tăietoare pentru o serie de tipuri de nave reprezentative. Această situație duce la realizarea unor nave subdimensionate confirmat de pierderea multor vrachiere cu simplu bordaj. Pentru evitarea unor astfel de evenimente se propun corecții corespunzătoare pentru formulele IACS în vederea obținerii unor valori reale pentru eforturile secționale și construirea unor nave corect dimensionate, care să fie mai sigure în exploatare.
Capitolul 4. Evaluarea probabilistică a rezistenței longitudinale a navelor maritime avariate. Pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei avariate se propune aplicarea unui concept probabilistic nou de evaluare a rezistenei reziduale generale, care se bazează pe capacitatea de supraviețuire după avarie, ca mărime de apreciere a siguranței navei în condiții de avarie, denumită în continuare indice efectiv de rezistență RL. Pentru supraviețuirea navei, se impune ca acest indice efectiv să fie mai mare decât o valoare minimală numită indice necesar de rezistență.
Capitolul 5. Evaluarea probabilistică a supraviețuirii globale a navelor maritime avariate. Pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei avariate se propune completarea conceptului probabilistic SOLAS de evaluare a stabilității navei avariate, cu supraviețuirea și din punct de vedere al rezisteței reziduale generale după avarie.
Capitolul 6. Concluzii. În acest capitol sunt prezentate contribuțiile personale la îmbunătățirea siguranței de construcție a navelor în cadrul tezei și concluziile care se desprind din aplicarea rezultatelor acestor contribuții, precum și potențiale direcții de cercetare legate de tema abordată și care vor putea fi dezvoltate în viitor
INTRODUCTION
Ship safety construction is a central objective in the concerns of all the actors involved in shipbuilding and operation of ships, this being subject to the integrity of ships, the life of crews and passengers, the integrity of the goods transported, and the environment protection. The safety construction is achieved by meeting some technical requirements from international and national regulations as well as from the classification societies rules and industry standards, in all phases of the ship's life, from design, construction and operation to scrapping.
Therefore the purpose of this paper is the analysis of some technical requirements regarding the ship safety construction, stipulated by the main international and national regulations and following theoretical and laboratory research, to make proposals for improvement of these requirements, thus contributing to technical progress in the field.
The paper is structured in 6 chapters presenting the current state of the technical requirements and calculation methods, and the novelties and own contributions of the author, as appropriate, as follows:
Chapter 1. Safety construction as provided in international and national regulations. A presentation of the international and national regulations that ensures the ship safety construction is made and is briefly described how this safety is achieved in the design, construction and operation phase.
Chapter 2. Computational tools designed and used for ship safety construction analysis. For ship safety construction analysis, the following 4 computational programs which allow conducting studies and research to improve shipbuilding regulations on safety construction were developed:
A program for calculation of the general sectional efforts and of the elastic line of the ship’s hull at the static position in still water and at the quasi-static position on the wave from the bow having cosine or trochoidal form. The program allows determining the floating parameters for the equilibrium position of the ship in still water and the quasi-static position on the wave for different cases of loading conditions, as well as the general sectional efforts and the elastic line of its hull under such conditions. Based on the classical calculation method in "Ship’s Theory," adapted and developed by the author in a specific way to automate calculations, the program introduces a number of innovative elements described in this chapter.
A program for linear calculation of the ship’s oscillation parameters and of the additional sectional efforts in its hull induced by the wave from the bow. The program was developed on the basis of the classical method in „Ship’s Theory”, using the „Ordinary strips theory” and the „Modified strips theory” developed by the author in a specific way to automate calculations, introducing a number of new considerations. The tests on a series of 3 models validated the adopted method and the calculation program.
A program for non-linear calculation of the ship’s oscillation parameters and of the additional sectional efforts in its hull induced by the wave from the bow. The program was developed on the basis of the classical method in „Ship’s Theory”, using the „Ordinary strips theory” and the „Modified strips theory” developed by the author in a specific way to automate calculations, introducing a number of new considerations. The tests on a series of 2 models validated the adopted method and the calculation program.
A program for non-linear calculation of the ship’s s oscillation parameters and of the additional sectional efforts in its hull induced by waves from the bow, considering quadratic damping. The program was developed on the basis of a new method proposed by the author. The tests on a series of 2 models validated the adopted method and the calculation program.
Chapter 3. Improving ship safety construction regarding hull girder strength in intact or damaged condition. Following the comparison of wave-induced sectional efforts, determined according to IACS regulations, with those obtained with the programs presented in Chapter 2, it was found that the IACS efforts are smaller than the real ones, particularly in the case of shear forces for a number of representative ship types. This situation leads to the realization of undersized vessels confirmed by the loss of many bulk carriers of single side skin construction. In order to avoid such incidents, appropriate corrections are proposed for IACS formulations in order to obtain the real values for the sectional efforts and the construction of properly dimensioned ships that are safer in operation.
Chapter 4. Probabilistic analysis of the hull ultimate girder strength of the damaged ships. In order to improve the safety of the construction of the damaged ship, it is proposed to apply a new probabilistic concept for overall residual resistance assessment, which is based on survival after damage, as a measure of the safety assessment of the ship in damaged conditions, hereinafter referred to as the effective resistance R index. For the survival of the ship, it is required that this effective index be greater than a minimum value called the required resistance index.
Chapter 5. Probabilistic analysis of the survival of maritime damaged ships. To improve the construction safety of the damaged ship, it is proposed to complement the SOLAS probability concept for assessing the stability of the damaged ship, with survival and in terms of the hull ultimate girder strength after failure.
Chapter 6. Conclusions. This chapter presents the personal contributions to improving ship safety construction in the thesis and the conclusions drawn from the application of these contributions as well as potential research directions related to the approached topic and which will be developed in the future.
SIMBOLURI, ABREVIERI ȘI UNITĂȚI DE MĂSURĂ
Simbolurile generale ale mărimilor și unitățile acestora utilizate în cuprinsul tezei, sunt cele definite în tabelul de mai jos, în afara de cazurile când mărimile sunt simbolizate în mod specific în cadrul capitolelor din această lucrare.
LISTĂ FIGURI. LISTĂ TABELE
LISTĂ FIGURI
Fig. 1.1.1 – Obiectivele IMO prezentate într-o abordare unitară 18
Fig. 1.1.2 – Organizarea sistemului de standarde bazat pe obiective (GBS) 19
Fig. 1.1.3 – Vrachierul EUROBULKER-X după ruperea din 02.septembrie.2000, în timpul încărcării cu ciment în portul Lefkandi din Grecia [8] 21
Fig. 1.1.4 – Tancul petrolier ERIKA după ruperea din 12.decembrie1999, la 60 mile de coasta Britanică [9] 21
Fig. 1.1.5 – Tancul petrolier PRESTIGE după ruperea din 13.noiembrie.2002, la 30 mile de coasta de nord-est a Spaniei[10] 22
Fig. 2.2.1 – Sistemul de axe față de care se raportează suprafața corpului [5] 31
Fig. 2.2.2 – Suprafața corpului formată de cuple teoretice definite prin puncte 31
Fig. 2.2.3 – Curbele Bonjean pentru o semicuplă teoretică 32
Fig. 2.2.4 – Starea de echilibru a navei 33
Fig. 2.2.5 – Aria imersă la o cuplă teoretică 34
Fig. 2.2.6 – Nava așezată pe creastă de val 37
Fig. 2.2.7 – Nava așezată pe gol de val 37
Fig. 2.2.8 – Deformația corpului navei în plan vertical 39
Fig. 2.2.9 – Corpul navei discretizat în grinzi elementare 39
Fig. 2.2.10 – Sarcini, eforturi și deformații într-o grindă elementară 40
Fig. 2.2.11 – Convenția de semne pentru eforturi secționale conform IACS [5] 41
Fig. 2.2.12 – Schema logică de principiu a programului RLS-V1 de calcul a eforturilor secționale generale și a liniei elastice a corpului navei la așezarea statică în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val 45
Fig. 2.2.13 – Sarcini, eforturi secționale și deformații la barja de 2000 t 48
Fig. 2.3.1 – Așezarea dinamică a navei pe val 49
Fig. 2.3.2 – Profilul valului cosinusoidal 50
Fig. 2.3.3 – Distribuția presiunilor în cresta de val 51
Fig. 2.3.4 – Distribuția presiunilor în gol de val 52
Fig. 2.3.5 – Presiuni ce acționează asupra corpului navei în secțiunea aflată în dreptul crestei de val 52
Fig. 2.3.6 – Presiuni ce acționează asupra corpului navei în secțiunea aflată în dreptul golului de val 53
Fig. 2.3.7 – Forța de împingere verticală indusă de presiunea supliment din valul real 55
Fig. 2.3.8 – Schema logică de principiu a programului RLD-V1 de calcul a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia la navigația pe valuri din prova pe baza metodei ce utilizează „Teoria fășiilor ordinară” și „Teoria fășiilor modificată” 71
Fig. 2.3.9 – Prezentarea graphică a rezultatelor programului RLD-V1 de calcul a parametrilor de oscilație și a eforturilor secționale suplimentare din corpul navei, induse de valurilor 72
Fig. 2.3.10 – Modelul Wigley III în timpul probelor [67] 73
Fig. 2.3.11 – Transversalul modelului Wigley III [66] 74
Fig. 2.3.12 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale și de tangaj la Fn =0,00. 76
Fig. 2.3.13 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,20. 77
Fig. 2.3.14 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,20. 78
Fig. 2.3.15 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,30. 79
Fig. 2.3.16 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,30. 80
Fig. 2.3.17 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,40. 81
Fig. 2.3.18 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,40. 82
Fig. 2.3.19 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale în fucție de numărul Froude. 83
Fig. 2.3.20 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj în fucție de numărul Froude. 84
Fig. 2.3.21 – Modelul Seatech-D în timpul probelor [68] 85
Fig. 2.3.22 – Planul de forme al navei RoPax [68] 86
Fig. 2.3.23 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale și de tangaj la Fn =0,00. 88
Fig. 2.3.24 – Răspunsul dinamic pentru eforturile secționale la Fn =0,00. 89
Fig. 2.3.25 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,25. 90
Fig. 2.3.26 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,25. 91
Fig. 2.3.27 – Răspunsul dinamic pentru forța tăietoare la Fn =0,25. 92
Fig. 2.3.28 – Răspunsul dinamic pentru momentul încovoietor la Fn =0,25. 93
Fig. 2.3.29 – Configurația modelului de încercari prezentat în lucrarea [70] 96
Fig. 2.3.30 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 0. 97
Fig. 2.3.31 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 1,39 m/s. 98
Fig. 2.3.32 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 2.80 m/s. 99
Fig. 2.3.33 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale în fucție de numărul Froude când λV* =1,00. 100
Fig. 2.3.34 – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj în fucție de numărul Froude când λV* =1,00. 101
Fig. 2.3.35 – Răspunsul dinamic pentru momentul încovoietor în fucție de numărul Froude când λV* =1,00. 102
Fig. 2.4.1 – Variația în timp a momentului încovoietor la mijlocul unui model, determinată prin masurători și prin calcul linear [68] 105
Fig. 2.4.2 – Schema logică de principiu a programului RLD-V1N de calcul a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia la navigația pe valuri din prova pe baza metodei propuse considerând amortizarea liniară 125
Fig. 2.4.3 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 0. 127
Fig. 2.4.4 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 1,39 m/s. 128
Fig. 2.4.5 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 2,80 m/s. 129
Fig. 2.5.1 – Schema logică de principiu a programului RLD-V2 de calcul a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia la navigația pe valuri din prova pe baza metodei propuse considerând amortizarea pătratică 150
Fig. 2.5.2 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 0. 152
Fig. 2.5.3 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 1,39 m/s. 153
Fig. 2.5.4 – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 2,80 m/s. 154
Fig. 2.5.5 – Variația tensiunilor din punte în funcție de viteză când solicitarea este în arc sau în contraarc. Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70] 156
Fig. 3.3.1 – Cargoul de 15000 tdw analizat 161
Fig. 3.3.2 – Planul transversal de forme al cargoului de 15000 tdw analizat 161
Fig. 3.3.3 – Distribuția de greutăți a cargoului de 15000 tdw analizat 161
Fig. 3.3.4 – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 162
Fig. 3.3.5 – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 163
Fig. 3.3.6 – Vrachier de 65000 tdw analizat 165
Fig. 3.3.7 – Planul transversal de forme al vrachierului de 65000 tdw analizat 165
Fig. 3.3.8 – Distribuția de greutăți a vrachierului de 65000 tdw analizat 165
Fig. 3.3.9 – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachieruluide 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 166
Fig. 3.3.10 – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS 167
Fig. 3.4.1 – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei 170
Fig. 3.4.2 – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei 171
Fig. 3.4.3 – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw în funcție de viteza navei 174
Fig. 3.4.4 – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw în funcție de viteza navei 175
Fig. 3.5.1 – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 180
Fig. 3.5.2 – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 181
Fig. 3.5.3 – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 182
Fig. 3.5.4 – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 183
Fig. 3.5.5 – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 184
Fig. 3.5.6 – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 185
Fig. 3.5.7 – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 186
Fig. 3.5.8 – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite 187
Fig. 4.1.1 – Extinderea avariei cauzată de coliziune [5] 189
Fig. 4.1.2 – Extinderea avariei cauzată de eșuare [5] 189
Fig. 4.2.1 – Dimensiunile și amplasarea avariilor [81] 191
Fig. 4.2.2 – Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin coliziune [82] 192
Fig. 4.2.3 – Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune [82] 192
Fig. 4.2.4 – Înălțimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune [82] 193
Fig. 4.2.5 – Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune [82] 193
Fig. 4.2.6 – Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin eșuare [82] 196
Fig. 4.2.7 – Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare [82] 197
Fig. 4.2.8 – Lățimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare [82] 197
Fig. 4.2.9 – Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare [82] 198
LISTĂ TABELE
Tabel 2.2.1 – Valorile eforturilor secționale suplimentare induse de valuri calculate manual 43
Tabel 2.2.2 – Eforturilor secționale suplimentare induse de valuri calculate cu program RLS-V1 46
Tabel 2.2.3 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de programul RLS-V1 la așezarea pe val cosinusoidal 46
Tabel 2.2.4 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de programul RLS-V1 la așezarea pe val trohoidal 47
Tabel 2.3.1 – Tabelul de trasaj al planului de forme pentru modelul Wigley III [66] 74
Tabel 2.3.2 – Distribuția de greutăți adoptată pentru modelul Wigley III 75
Tabel 2.3.3 – Distribuția de greutăți adoptată pentru modelul Seatech-D 86
Tabel 2.3.4 – Maximele funcțiilor de transfer ale eforturilor secționale pentru 3 regimuri de navigație la modelul Seatech-D 94
Tabel 2.3.5 – Distribuția de greutăți adoptată pentru modelul Mejiro 94
Tabel 2.3.6 – Maximele funcțiilor de transfer ale eforturilor secționale pentru 3 regimuri de navigație la modelul Mejiro 103
Tabel 2.4.1 – Amplitudinea tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2 126
Tabel 2.4.2 – Amplitudinea tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2 130
Tabel 2.5.1 – Amplitudinea tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2 151
Tabel 2.5.2 – Valorile maxime și minime ale tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2 155
Tabel 3.2.1 – Factorul de distribuție FM 158
Tabel 3.2.2 – Factorul de distribuție FQ 158
Tabel 3.3.1 – Rezultatele comparative ale calculelor eforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru cargoul de 15000 tdw 160
Tabel 3.3.2 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru vrachierul de 65000 tdw 164
Tabel 3.4.1 – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei 169
Tabel 3.4.2 – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei 169
Tabel 3.4.3 – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw în funcție de viteza navei 173
Tabel 3.4.4 – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw tdw în funcție de viteza navei 173
Tabel 3.5.1 – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 177
Tabel 3.5.2 – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 178
Tabel 3.5.3 – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 178
Tabel 3.5.4 – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe 179
Tabel 3.5.5 – Rezulate comparative la 2 petroliere prezentate în [75] pentru verificarea formulelor IACS revizuite 179
Tabel 4.1.1 – Extinderea avariei cauzată de coliziune 189
Tabel 4.1.2 – Extinderea avariei cauzată de eșuare 189
Tabel 4.2.1 – Extinderea avariei prin coliziune 194
Tabel 4.2.2 – Extinderea avariei prin eșuare 196
SIGURANȚA DE CONSTRUCȚIE PREVĂZUTĂ ÎN REGLEMENTĂRILE INTERNAȚIONALE ȘI NAȚIONALE
Importanța siguranței de construcție a navelor
Prezenta lucrarea își propune ca, în urma unei analize a unora din cerințele privind siguranța de construcție a navelor, din principalele reglementări internaționale și naționale și în urma unei activități de cercetare teoretică și de laborator, să contribuie la îmbunătățirea acestora.
Importanța respectivelor cerințe este subliniată de faptul că unul din obiectivele importante ale Organizației Maritime Internațională (IMO) (fig. 1.1.1) și ale altor organisme internaționale este siguranța navelor în vederea exploatării lor fără pierderi umane sau materiale și fără poluarea mediului.
Această siguranța include ca element esențial, siguranța de construcție, ce se realizează printr-un ansamblul de activități, desfășurate de cercetători, proiectanți și constructori conform reglementărilor internaționale, regulilor societaților de clasificare și normelor tehnice ale autorităților navale privind construcția corpului, compartimentarea și stabilitatea, construcția mașinilor și instalațiilor, protecția împotriva incendiilor.
În 2002, reprezentanții statelor Bahamas și Grecia, care au un număr mare de nave sub pavilionul lor, au făcut propunerea ca IMO să-și exercite atribuțiile prin standarde de construcție a navelor bazate pe obiectivele sale prezentate în fig. 1.1.1.
Propunerea a fost acceptată și până în prezent s-a realizat sub egida IMO un sistem internațional de standarde de construcție pentru vrachiere și petroliere bazat pe obiective (GBS) [1], organizat pe 5 niveluri așa cum sunt prezentate in fig. 1.1.2, urmând să se ia în considerare extinderea sistemului și la alte tipuri de nave și domenii de siguranță.
Primele trei niveluri au fost realizate în cadrul IMO, adoptându-se prin Rezoluția MSC 296(87) [2], liniile directoare pentru verificarea conformității cu GBS și prin Rezoluția MSC 290(87) [3],noile reguli II-1/2.28 și II-1/3-10 din Convenția SOLAS [4], iar nivelurile IV și V au fost realizate de Asociația Internațională a Societăților de Clasificare (IACS) prin elaborarea Regulilor structurale comune pentru vrachiere și petroliere cu corp dublu [5], însă procesul de dezvoltare și perfecționare a celor 5 niveluri, este continuu în pas cu progresul tehnic și nevoile transportului maritim.
Dintre efectele aplicării unui astfel de sistem, pot fi menționate:
realizarea obiectivelor IMO în mai mare măsură;
dezvoltarea și perfecționarea regulilor și reglementărilor și nu a navelor individual;
uniformizarea cerințelor din regulile și standardele după care se realizează aceste obiective, simplificând activitățile de proiectare, construcție sau operare a navelor, precum și transferul acestora de la un pavilion la altul sau de la o clasă la alta;
promovarea competitivității tehnice într-un sistem de criterii bine definite bazate pe teoria riscului, acceptate la nivel internațional;
acceptarea de soluții alternative de un nivel de siguranță echivalent celui prescris;
posibilitatea verificării navelor individual prin aprobarea documentației de proiectare, supravegherea în timpul construcției și supravegherea în exploatare;
exploatarea navelor în condiții de siguranță pe toată perioada de exploatare.
Fig. . – Organizarea sistemului de standarde bazat pe obiective (GBS)
În mod similar, se are în vedere siguranța de construcție a navelor de navigație interioară, aceasta fiind asigurată prin reglementările organismelor internaționale cum sunt Comisia Dunării, Comisia Rinului, CEE-ONU, Comisia Europeană etc. precum și prin regulile autorităților navale și societăților de clasificare.
Un nivel mai scăzut al siguranței de construcție poate duce la pierderi și pagube materiale, la pierderi de vieți omenești sau la dezastre ecologice.
Astfel, spre exemplu, în perioada 1966 – 1985, se pierdeau anual peste 300 de nave [6], însă după această perioadă, numărul pierderilor a început să scadă continuu odată cu perfecționarea reglementărilor tehnice, în special prin introducerea noilor cerințe unificate de rezistenă longitudinală IACS, a noilor cerințe IMO de stabilitate intactă și de avarie din SOLAS, prin adoptarea Convenției MARPOL și a înăspririi controalelor întreprinse de autoritățile portuare ale statelor (PSC), ajungându-se ca după 2000 navele pierdute anual să fie sub 170 adică sub 0,2%, iar dupa 2010 sub 120 [7].
Dintre navele pierdute, o pondere semnificativă o aveau vrachierele și petrolierele, parte din ele prin colapsul elementelor structurale longitudinale ale corpului și ruperea acestuia în două părți, așa cum se poate vedea în fig. 1.1.3 [8], 1.1.4 [9] și 1.1.5 [10].
Studiile efectuate au arătat că pierderile cauzate de ruperea corpului depind probabilistic de următorii factori:
de vechimea navei, crescând odată cu aceasta;
de tipul de marfă, crescând odată cu densitatea acesteia;
de ruta aleasă, cele mai periculoase fiind rutele din Orientul Îndepărtat și din Atlanticul de Nord;
de tipul materialului utilizat, oțelurile de înaltă rezistență crescând riscul ca nava să fie pierdută pentru că sunt mai predispuse la coroziune, au un adaos mai mic de coroziune și asigură o elasticitate mai mare corpului, favorizând apariția fenomenului de «springing», adică apariția vibrațiilor generale ale navei induse de valuri, care o solicită suplimentar și-i slăbește rezistența la oboseală.
Pentru reducerea acestor pierderi alarmante, IMO a adoptat o serie de măsuri urgente dintre care mai importante au fost:
adoptarea pe 11 noiembrie 1988 a Protocolului din 1988 la Convenția privind Liniile de Încărcare din 1966 [11];
adoptarea pe 4 noiembrie 1993 a Rezoluției IMO A.744(18) privind sistemul intensificat de inspecții aplicabil vrachierelor și petrolierelor [12];
adoptarea pe 23 noiembrie 1995 a Rezoluției IMO A.787(19) privind atribuțiile PSC [13];
adoptarea pe 27 noiembrie 1997 a capitolului XII din Convenția SOLAS privind măsuri suplimentare de siguranța pentru vrachiere [4];
adoptarea pe 27 noiembrie 1997 a Codului pentru încărcarea și descărcarea în siguranță a vrachierelor (Codul BLU) (Rezoluția IMO A.862(20))[14].
Reglementări internaționale și naționale privind siguranța de construcție a navei
Siguranța de construcței a navelor maritime se realizează prin aplicarea cerințelor privind rezistența generala și locală, precum și privind flotabilitatea și stabilitatea din reglementările internaționale și naționale.
Pe plan internațional, sunt în vigoare următoarele reglementări elaborate de către IMO:
Convenția internațională din 1974 pentru ocrotirea vieții omenești pe mare, încheiată la Londra la 1 noiembrie 1974, modificată de protocoalele din 1978 și 1988, precum și de amendamente[4];
Convenția internațională asupra liniilor de încărcare, încheiată la Londra la 5 aprilie 1966, modificată de protocolul din 1988, precum și de amendamente[15];
Convenția internațională din 1973 pentru prevenirea poluării de către nave, așa cum a fost modificată prin Protocolul din 1978 referitor la aceasta (MARPOL 73/78) împreună cu Protocolul din 1997 privind amendarea convenției (MARPOL PROT 1997), așa cum au fost amendate [16];
Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 1994 (Codul HSC 1994), modificat de amendamente [17];
Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 2000 (Codul HSC 2000), modificat de amendamente [18];
Codul pentru efectuarea în siguranță a transportului mărfurilor și persoanelor de către navele de aprovizionare (Codul OSV), modificat de amendamente [19];
Codul de siguranță pentru nave cu destinație specială (Codul SPS), modificat de amendamente [20];
Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1979), modificat de amendamente [21];
Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1989), modificat de amendamente [22];
Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 2009), modificat de amendamente [23];
Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al gazelor lichefiate (Codul IGC), modificat de amendamente [24];
Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase (Codul IBC), modificat de amendamente [25];
Codul pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase, (Codul BCH), modificat de amendamente [26];
Rezoluția MEPC.94(46) – Sistemul de evaluare a stării navei, modificat de amendamente [27];
Codul internațional pentru transportul în siguranță al combustibilului nuclear iradiat, plutoniului și deșeurilor cu nivel ridicat de radioactivitate, în formă ambalată (Codul INF), modificat de amendamente [28];
Codul maritim internațional pentru mărfuri solide în vrac (Codul IMSBC), modificat de amendamente [29];
Norme de calcul al dimensiunilor peretelui transversal etanș, gofrat vertical, dintre cele două magazii de marfă situate cel mai în prova și Norme de calcul al cantității admisibile de marfă din magazia situată cel mai în prova [30];
Rezoluția MSC.168(79) – Standarde și criterii aplicabile construcției bordajului vrachierelor cu simplu bordaj [31];
Rezoluția MSC.169(79) – Standarde pentru proprietarii de nave cu privire la inspecția și întreținerea capacelor gurilor de magazie de la vrachiere [32];
Rezoluția MSC.287(87) – Standarde internaționale pentru construcția navelor bazate pe obiectivele aplicabile vrachierelor și petrolierelor[1];
Codul internațional din 2011 privind programul intensificat de inspecții efectuate cu ocazia inspecțiilor la vrachiere și petroliere (Codul ESP 2011)[33];
Codul internațional pentru transportul în siguranță al cerealelor în vrac [34];
Codul de reguli practice de siguranță din 2011 pentru navele care transportă încărcături de lemn pe punte (Codul TDC 2011) [35];
Codul IS 2008 – Codul internațional din 2008 privind stabilitatea navei în starea intactă [36];
Directiva 2009/45/CE a Parlamentului European și a Consiliului din 6 mai 2009 privind normele și standardele de siguranță pentru navele de pasageri, modificată de amendamente [37];
Directiva 97/70/CE a Consiliului din 11 decembrie 1997 referitoare la stabilirea unui regim armonizat de siguranță pentru navele de pescuit cu lungimea de 24 m sau mai mare, modificată de amendamente [38];
Aceste reglementări internaționale prevăd ca navele maritime să fie proiectate, construite și întreținute în conformitate cu regulile de construcție și clasificare a navelor maritime ale unei societăți de clasificare care este recunoscută de Administrație sau după normele naționale echivalente ale Administrației.
În Uniunea Europeană (UE) și implicit în România, sunt recunoscute următoarele societăți de clasificare pentru nave maritime, membre IACS:
American Bureau of Shipping
Bureau Veritas
China Classification Society
Croatian Register of Shipping
Det Norske Veritas – Germanisher Lloyd
Indian Register of Shipping
Korean Register of Shipping
Lloyd’s Register
Nippon Kaiji Kyokai
Polish Register of Shipping
RINA Services
Russian Maritime Register of Shipping
În plus, în cadrul sistemului de standarde bazat pe obiective adoptat de IMO (GBS), IACS a elaborat Regulile structurale comune pentru vrachiere și petroliere cu corp dublu.
Pe plan național, sunt în vigoare următoarele reglementări elaborate de Autoritatea Navală Română (ANR):
Norme tehnice privind clasificarea și construcția navelor maritime, cod MLPTL.ANR – NM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002 [39];
Norme tehnice privind clasificarea și construcția unităților mobile de foraj marin, cod MLPTL.ANR – UMFM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002 [40].
Pentru navele de navigație interioară, pe plan european, sunt în vigoare următoare reglementări:
Directiva 2016/1629 a Parlamentului European și a Consiliului din 14 septembrie 2016 de stabilire a cerințelor tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente [41];
Acordul european privind transportul internațional al mărfurilor periculoase pe căile navigabile interioare (ADN), adoptate de Comisia Economică a Națiunilor Unite pentru Europa (CEE-ONU), la Geneva, modificat de amendamente [42];
Regulamentul pentru inspecția navelor pe Rhin, modificat de amendamente [43];
Recomandările Comisiei Dunării privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificate de amendamente [44];
Rezoluția CEE – ONU Nr. 61, Recomandări privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente [45].
Aceste reglementări internaționale prevăd ca navele de navigatie interioară să fie proiectate, construite și întreținute în conformitate cu regulile de construcție și clasificare a navelor de navigatie interioară ale unei societăți de clasificare care este recunoscută de Administrație sau după normele naționale echivalente ale Administrației.
În Uniunea Europeană (UE) și implicit în România, sunt recunoscute următoarele societăți de clasificare pentru nave de navigatie interioară:
Bureau Veritas
Det Norske Veritas – Germanisher Lloyd
Lloyd’s Register
Polish Register of Shipping
RINA Services
Russian Maritime Register of Shipping.
Pe plan național, sunt în vigoare următoarele reglementări elaborate de ANR:
Norme tehnice privind clasificarea si constructia navelor de navigatie interioară – cod MT.RNR – NI – 99, aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 306/1999, modificat de amendamente [46];
Cerințe tehnice pentru navele de navigație interioară aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 1447/2008 [47].
Aceste reglementări internaționale și naționale conțin capitole specifice ce concură la realizarea siguranței de construcție:
supraveghere tehnică a navelor nou construite;
supraveghere tehnică a navelor în exploatare;
volumul de documentație necesar pentru construcția și exploatarea navelor;
sarcini generale ce solicită nava:
forțe tăietoare;
momente încovoietoare;
momente de torsiune;
sarcini locale ce solicită elementele structurale ale navei;
greutatea proprie a elementelor structurale;
presiunea hidrostatică a apei;
presiunea hidrodinamică a valului;
masele de apă ambarcate pe punte;
presiunea data de slamming;
presiunea dată de gheață;
forțele de inerție;
greutatea mărfurilor și pasagerilor;
presiunea statică a lichidelor din tancuri;
presiunea dinamică a lichidelor din tancuri;
sarcinile induse de containere;
sarcinile induse de vehicule pe roți;
sarcinile induse de elicopter;
sarcini induse de echipamentele și instalațiile navei;
sarcinile induse de propulsoare;
sarcinile apărute la andocare;
sarcini induse de utilaje tehnologice;
sarcini de impact în urma coliziunilor și în urma eșuărilor;
alte sarcini ocazinale atipice;
caracteristici geometrice ale secțiunilor transversale ale corpului navei și ale elementelor structurale;
eforturile admisibile;
cazurile tipice de încărcare/descărcare supuse verificărilor;
calculul eforturilor efective;
dimensionarea elementelor structurale;
criterii de analiză a rezistenței generale și locale în domeniul elastic;
criterii de analiză a rezistenței generale ultime;
criterii de analiză a rezistenței generale și locale la oboseală;
compartimentare;
criterii deterministe de analiză a flotabilității și stabilității intacte;
criterii deterministe și probabilistice de analiză a flotabilității și stabilității de avarie.
Siguranța de construcție a navelor în faza de proiectare
Analiza siguranței de construcție a navelor este începută încă din faza de proiectare a acestora prin verificarea îndeplinirii criteriilor de rezistență, precum și a criteriilor de flotabilitate și stabilitate.
În această faza, pe partea de corp, se definesc caracteristicile de construcție și de exploatare ale navei, zona de navigație, societatea de clasificare sau autoritatea navală după regulile cărora se va clasifica nava, se definitiveză planul de forme, se realizeză compartimentarea navei conform cerințelor de exploatare și din reglementările aplicabile, se definește configurația structurală a corpului și suprastructurilor și se aleg materialele din care se va construi nava.
Dimensiunile elementelor structurale ale navei se determină în conformitate cu regulile societății ce clasifică nava sau normele tehnice ale autorității sub al cărui pavilion se construiește nava, astfel încât să fie îndeplinite atât cerințele de rezistență locală, cât și cerințele de rezistență generală. Elementele structurale transversale și longitudinale ale corpului navei sunt dimensionate mai întâi conform cerințelor de rezistență locală, după care sunt dimensionate elementele structurale longitudinale conform cerințelor de rezistență generală. Aceste procese de dimensionare se pot optimiza cu scopul îndeplinirii cerințelor de mai sus cu un consum minim de materiale, energie și manoperă.
De remarcat că Regulile comune structurale pentru vrachiere și petroliere cu dublu corp realizate de IACS, care sunt considerate de IMO ca reprezentând una din componentele nivelului IV din cadrul sistemului de standarde bazat pe obiective (GBS), introduc abordarea dimensionării nete, conform căreia, grosimile nete cerute de regulile unei societăți de clasificare, trebuie să fie menținute pe toată durata de exploatare a navei.
Documentația tehnică de construcție a navei, elaborată de proiectant, conținând elementele menționate mai sus, se trimite la autoritatea navală competentă al cărui pavilion îl poartă nava și/sau la societatea de clasificare recunoscută, pentru a fi analizată dacă este conformă cu reglementările în vigoare și aprobată, în cazul când aceste reglementări sunt îndeplinite.
Societatea de clasificare poate aproba și ea documentația tehnică în numele statului al cărui pavilion îl poartă nava, daca are încheiat cu respectivul stat un contract de recunoaștere în acest scop.
În baza aprobării documentației tehnice a navei, se poate obține autorizația de construcție de la căpitănia zonală în jurisdicția căreia se construiește nava.
Siguranța de construcție a navelor în timpul construcției
În timpul construcției navei, siguranța acesteia se realizează prin verificarea de către compartimentele de asigurarea a calității din șantier și prin supravegherea tehnică de către autoritatea navală competentă al cărui pavilion îl poartă nava și/sau de către o societatea de clasificare recunoscută, dacă:
elementele structurale ale corpului sunt executate și îmbinate conform documentației tehnice de construcție a navei, aprobate de autoritatea navală și/sau de societatea de clasificare;
materialele elementelor structurale indicate în această documentație și materialele de sudare au caracteristicile corespunzătoare și sunt însoțite de certificate emise și/sau vizate de autorități navale și/sau societăți de clasificare recunoscute;
standardele privind toleranțele pentru lucrări în construcții navale sunt respectate;
tehnologiile de sudare sunt acceptate de autoritatea navală și/sau societatea de clasificare și sunt respectate;
sudorii care realizează îmbinările sudate dintre elementele structurale, sunt autorizați de autoritatea navală și/sau societatea de clasificare;
operațiile de sudare se execută în ordinea care induce cele mai mici tensuni remanente și cele mai mici deformații în elemantele sudate;
operațiile de sudare se execută în condiții atmosferice și termice corespunzătoare;
rezultatele controalelor nedistructive ale îmbinărilor sudate sunt satisfăcătoare;
operatorii care efectuează aceste controale sunt autorizați de autoritatea navală și/sau societatea de clasificare;
protecția anticorozivă este realizată.
La terminarea construcției navei, se efectuează proba de înclinări pentru determinarea deplasamentului navei goale și poziția centrului său de greutate consemnate în protocolul probei. Pe baza acestor date se corectează distribuția de greutăți a navei goale și se reia toată analiza rezistenței generale, se elaborează manualul de încărcare, se revizuie documentația de flotabilitate și stabilitate și se actualizează baza de date atașată programului de încărcare, dacă acesta este cerut la bord.
În plus, pentru vrachiere trebuie să se elaboreze manualul secvențelor tipice de încărcare/descărcare în conformitate cu Codul IMO de încărcare și descărcare în siguranță a vrachierelor (Codul BLU) [14].
La finalul construcției, atestarea siguranței de construcție a navelor maritime ce efectuează voiaje internaționale, se realizează prin emiterea de către autoritățile navale, al căror pavilion îl poartă, în conformitate cu regulile din Convenția Internațională pentru Ocrotirea Vieții Omenești pe Mare (Convenția SOLAS 1974), a unuia din următoarelor acte, valabile pe o perioadă de 5 ani:
Certificatul de siguranță a construcției pentru nava de mărfuri;
Certificatul de siguranță pentru nava de pasageri;
Certificatul de siguranță pentru nava cu destinație specială;
și prin emiterea de către aceleași autorități, în conformitate cu regulile din Convenția internațională asupra liniilor de încărcare, încheiată la Londra la 5 aprilie 1966, a Certificatului de bord liber, valabil de asemenea pe o perioadă de 5 ani.
Aceste acte sunt vizate anual în urma unei inspecții tehnice anuale a navei, efectuată de respectivele autorități.
În cazul navelor maritime ce efectuează voiaje internaționale, în vederea asigurării lor și a mărfurilor transportate, societatea de clasificare ce a supravegheat tehnic construcția navei, atestă și ea siguranța de construcție, prin eliberarea certificatului de clasă, valabil pe o perioadă de 5 ani cu vizare anuală, ce confirmă că respectiva navă a fost construită conform regulilor acestei societăți, răspunzând financiar în cazul unor pierderi materiale cauzate din vina sa.
Societatea de clasificare poate emite și certificatele statutare în numele statului al cărui pavilion îl poartă nava, daca are încheiat cu respectivul stat un contract de recunoaștere în acest scop.
Similar, conform legislației naționale a fiecărui stat, este atestată siguranța de construcție și pentru alte categorii de nave de către autoritățile navale și societățile de clasificare
Siguranța de construcție a navelor în exploatare
Pentru exploatarea în siguranță a navelor, acestea trebuie să plece în cursă, încărcate conform informației pentru comandant și conform manualului de încărcare sau conform unui cargoplan întocmit de echipaj utilizând programul de încărcare existent la bord, ce a fost aprobat în prealabil de autoritatea navală și/sau societatea de clasificare. Încărcarea sau descărcarea la terminale a vrachierelor, trebuie să se realizeze conform manualului secvențelor de încărcare/descărcare existent la bord sau a unui plan cu secvențele de încărcare/descărcare întocmit de echipaj, utilizând programul de încărcare.
De asemenea, analiza siguranței de construcție a navelor aflate în exploatare se verifică cu ocazia inspecțiilor periodice efectuate la 5 ani, a inspecțiilor intermediare efectuate la 2,5 ani și a inspecțiilor anuale. Cu ocazia inspecțiilor periodice și intermediare se fac măsurători de grosimi la elementele structurale, de firme autorizate de autoritatea navală și/sau de societatea de clasificare recunoscută, măsurători care sunt înregistrate pe formulare, ce trebuie păstrate într-un dosar la bordul navei.
Reducerile de grosime măsurate sunt comparate cu reducerile maxime admise, iar în cazul când aceste reduceri admise sunt depășite, elementele respective sunt înlocuite. Reducerile maxime admise sunt de regulă, adaosurile de coroziune adoptate la proiectarea navei.
Se pot accepta reduceri mai mari de grosimi dar în acest caz trebuie reluat tot procesul de analiză a rezistenței generale și locale din faza de proiectare cu deosebirea că acum grosimile inițiale ale elementeor structurale sunt cele din raportul de măsurători de grosimi. În urma acestei analize, se pot impune restricții în exploatarea navei și se modifică corespunzător manualul de încărcare, informația pentru comandant, programul de încărcare, precum și manualul secvențelor de încărcare/descărcare în cazul vrachierelor.
La inspecția anuală se verifică vizual prin sondaj, integritatea elementelor structurale, existența la bord a manualului de încărcare și funcționarea corectă a programului de încărcare.
Petrolierele și vrachierele sunt supuse unui program intensificat de inspecții în conformitate cu Codul ESP – 2011 (Rezoluția IMO A.1049(27)) [33].
În noile Reguli structurale comune elaborate de IACS pentru vrachiere și petroliere cu corp dublu aflate în exploatare, se introduce abordarea grosimilor nete, pentru stabilirea elementelor structurale locale ce trebuie înlocuite.
Verificarea rezistenței la oboseală se realizează prin inspecția amănunțită și controlul nedistructiv a nodurilor structurale cele mai solicitate la sarcini variabile, indicate de proiectant, în vederea depistării eventualelor fisuri specifice fenomenului de oboseală.
În cazul că se constată fisuri datorită oboselii materialului înainte de expirarea duratei de viață planificată a navei, se va reanaliza rezistența la oboseală a nodurile structurale afectate de acest fenomen, se vor reproiecta respectivele noduri și se vor înlocui elementele fisurate și obosite cu noi elemente reproiectate, iar inspecția nodurilor se va efectua anual.
De asemenea, în timpul inspecțiilor se verifică protecția anticorozivă și dacă este deteriorată se reface.
INSTRUMENTE DE CALCUL ELABORATE ȘI UTILIZATE PENTRU ANALIZA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR
Generalități
Pentru analiza siguranței de construcție a navelor au fost create de autor o serie de patru programe de calcul, care permit efectuarea de studii și cercetări în vederea îmbunătățirii reglementărilor în domeniu.
De asemenea, nucleele acestor programe pot fi utilizate la dezvoltarea altor programe cu funcții specifice cum ar fi programele de încărcare de la bordul navelor.
Program de calcul al eforturilor secționale generale și al liniei elastice a corpului navei la așezarea statică în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val din prova
Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea parametrilor de plutire în stare de echilibru a navei în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val cosinusoidal sau trohoidal din prova pentru diverse cazuri de încărcare din exploatare, precum și a eforturilor secționale generale și a liniei elastice a corpului acesteia în asemenea condiții.
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
Metoda de calcul aplicată
Determinarea parametrilor de plutire în stare de echilibru a navei în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val pentru diverse cazuri de încărcare din exploatare, precum și a eforturilor secționale generale și a linie elastice a corpului acesteia, se realizează principial conform metodei clasice extrasă din lucrările [48] – [57] din domeniile “Teoria navei”, “Calculul și construcția navei” și “Rezistența materialelor” și dezvoltată și completată de autor într-un mod specific, până la nivel de detalii necesare programării calculului.
În acest scop, suprafața corpului navei descrisă prin puncte, este raportată la un sistem de axe ortogonal (Fig. 2.2.1). Punctele sunt dispuse pe cuple teoretice amplasate în lungul navei și definesc profilul acestora prin pescaj și semilățime (fig. 2.2.2).
Deplasamentul navei și poziția centrului ei de greutate se determină utilizând formulele:
(2.2.1)
(2.2.2)
(2.2.3)
(2.2.4)
unde:
∆ – deplasamentul navei ;
L – lungimea navei;
xG – abscisa centrului de greutateal navei;
yG – abscisa centrului de greutate al navei;
zG – cota centrului de greutate al navei;
m(x) – masa distribuită a navei în sectiunea de abscisă x;
ym(x) – distanța față de planul diametral al centrului de greutate al masei distribuite m în sectiunea de abscisă x;
zm(x) – distanța față de planul de bază al centrului de greutate al masei distribuite m în sectiunea de abscisă x;
Fig. . – Sistemul de axe față de care se raportează suprafața corpului [5]
Fig. . – Suprafața corpului formată de cuple teoretice definite prin puncte
Diagrama Bonjean (fig. 2.2.3), se calculează utilizând formulele:
(2.2.5)
(2.2.6)
(2.2.7)
unde:
ω(z) – aria semicuplei până la cota z;
b(z) – momentul static față de planul diametral, al ariei ω(z);
c(z) – momentul static față de planul de bază, al ariei ω(z);
În cazul când nava este avariată, se determină diagrama Bonjean și pentru bordul avariat.
Se consideră că nava se află în poziția de echilibru la așezarea statică în apă calmă sau la așezarea cvasi-statică pe val, dacă deplasamentul ei este egal cu greutatea apei dezlocuită de carena imersă și dacă centrul său de greutate G, se află pe aceeași verticală cu centrul de carenă C (fig. 2.2.4), ceea ce înseamnă că sunt îndeplinite relațiile:
(2.2.8)
„ (2.2.9)
(2.2.10)
unde
– unghiul de înclinare longitudinală (unghiul de asietă);
– unghiul de înclinare transversală (unghiul de canarisire sau bandare);
To – pescajul la extremitatea pupa a navei;
– greutatea specifică a apei;
ka – coeficient de apendici (ka = 1,001 … 1,005)
VC – volumul de carenă;
xC – abscisa centrului de carenă imersă;
yC – poziția pe axa y a centrului de carenă imersă;
zC – cota centrului de carenă imersă;
(2.2.11)
(2.2.12)
(2.2.13)
(2.2.14)
Ω(x) – aria imersă a cuplei din secțiunea x(fig.2.2.5);
B(x) – momentul static față de planul diametral, al ariei imerse a cuplei din secțiunea x;
C(x) – momentul static față de planul de bază, al ariei imerse a cuplei din secțiunea x;
(2.2.15)
(2.2.16)
(2.2.17)
În cazul navei avariate, mărimile yB, zB, ωB, bB și cB se determină pentru bordul avariat.
Starea de echilibru se obține parcurgând două etape:
1. echilibrarea longitudinală, care constă în aducerea navei în poziția în care deplasamentul ei este egal cu greutatea apei dezlocuită de carena imersă și centrul său de greutate G, se află pe aceeași verticală cu centrul de carenă C, ceea ce înseamnă că sunt îndeplinite relațiile(2.2.8) și (2.2.9).
Această poziție de echilibru se găsește prin calcule succesive, determinând parametrii pentru această poziție pe baza celor două relații de mai sus. În acest scop se pleacă de la o poziție inițială de plutire și se consideră că variția ariei imerse Ω și variația momentului static al acestei arii C, față de PB, ale unei cuple teoretice, în funcție de pescaj, sunt lineare pe un interval mic δ. Se ajunge la rezolvarea unui sistem de două ecuații având ca necunoscute, creșterea pescajului ζ și unghiului de asietă ψ, pentru atingerea poziției de echilibru, după cum urmează:
(2.2.18)
unde :
– aria imersă a unei cuple teoretice pentru plutirea inițială;
– aria imersă a aceleiași cuple pentru plutirea al cărei pescaj a crescut cu valoarea δ de la plutirea inițială;
– creșterea pescajului pentru atingerea poziției de echilibru;
– înclinarea longitudinală pentru atingerea poziției de echilibru.
În cazul când nava nu se apropie suficient de poziția de echilibru, după aplicarea corecțiilor ζ și ψ, adică condițiile:
(2.2.19)
(2.2.20)
nu sunt îndeplinite, procesul de echilibrare se poate relua prin metoda înjumătățirii pașilor, pornind de la poziția corectată cu ζ și ψ.
În relațiile (2.2.19) și (2.2.20) s-au făcut notațiile:
– abaterea maximă admisibilă pentru deplasament (pentru o echilibrare exactă, se adoptă =0,0001 D);
– abaterea maximă admisibilă de la planul vertical transversal, a centrului de greutate al navei și centrului de carenă (pentru o echilibrare exactă, se adoptă = 0,0001 T, unde T = pescajul navei) ;
2. după echilibrarea longitudinală, se determină unghiul de înclinare transversală al navei, cu relația:
(2.2.21)
unde:
GMT – înălțimea metacentrică transversală corespunzătoare poziției de echilibru longitudinal a navei;
(2.2.22)
RT – raza metacentrică transversală;
(2.2.23)
La așezarea navei în apă calmă, pescajul T(x) din planul diametral (fig. 2.2.5) într-o secțiune transversală x, este dat de relația:
(2.2.24)
La așezarea cvasi-statică a navei pe val, este demonstrat teoretic și experimental faptul că eforturile secționale suplimentare în plan vertical ating valoarea maxima când creasta de val sau golul de val sunt la mijlocul navei iar lungimea valului este egală cu lungimea navei [49].
Considerând nava așezată cvasistatic pe val cosinusoidal, pescajul T(x) într-o secțiune transversală x,este dat de relațiile:
pentru cazul când nava e pe creastă de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.6):
(2.2.25)
pentru cazul când nava e pe gol de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.7):
(2.2.26)
Considerând nava așezată cvasi-static pe val trohoidal, pescajul T(x) într-o secțiune transversală x, este dat de relațiile:
pentru cazul când nava e pe creastă de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.6):
(2.2.27)
pentru cazul când nava e pe gol de val în dreptul cuplului maestru (fig. 2.2.7):
(2.2.28)
unde:
– parametru ce se determină din ecuația transcedentală:
(2.2.29)
– lungimea valului;
h – înălțimea valului echivalent corectat prin efectul Smith.
Eforturile secționale se determină cu relațiile:
forța tăietoare verticală în lungul navei:
(2.2.30)
momentul încovoietor vertical în lungul navei:
(2.2.31)
momentul de torsiune în lungul navei:
(2.2.32)
unde:
zCT – cota centrului de torsiune în secțiunea curentă.
Linia elastică a corpului se determină cu relațiile :
săgeata de încovoiere în lungul navei:
(2.2.33)
rotirea de încovoiere în lungul navei:
(2.2.34)
În relațiile de mai sus s-au utilizat notațiile:
Iy – momentul de inerție față de axa neutră orizontală a secțiunii transversale curente a corpului navei;
Ayf – aria rezistentă la forfecare pe direcție verticală a secțiunii transversale curente a corpului navei;
E – modulul de elasticitate longitudinal;
G – modulul de elasticitate transversal;
vo – săgeata de încovoiere în capătul pupa al navei;
φo – rotirea de încovoiere în capătul pupa al navei.
Linia elastică a corpului navei se consideră a fi dată de linia rezultată din intersecția chilei deformate, cu PD, raportată la linia de bază teoretică (fig.2.2.8).
Pentru a determina linia elastică a navei, la încovoierea în plan vertical, se pornește de la relația (2.2.33), în care apar vo și φo ca parametrii ce trebuie determinați din condițiile de capăt.
În stabilirea acestor parametrii, se determină eforturile secționale considerând nava inițial că este corp rigid și că săgețile, la extremități, sunt zero:
vo = 0 (2.2.35)
vl = 0 (2.2.36)
Din aceste condiții rezultă:
(2.2.37)
și se determină linia elastică a corpului cu relația (2.2.33).
Cu valorile săgeților astfel calculate, se face corecția corespunzătoare de pescaje și se echilibrează nava în apă calmă, găsindu-se în acest mod și săgețile de la capetele navei elastice, față de nava considerată corp rigid:
vpp= TEpp-Tpp (2.2.38)
vpv= TEpv-Tpv (2.2.39)
unde:
TEpp – pescajul în dreptul extremității pupa când nava se consideră corp elastic;
Tpp – pescajul în dreptul extremității pupa când nava se consideră corp rigid;
TEpv – pescajul în dreptul extremității prova când nava se consideră corp elastic;
Tpv – pescajul în dreptul extremității prova când nava se consideră corp rigid.
Cu noile valori ale pescajelor se determină momentele încovoietoare și forțele tăietoare, iar apoi noua linie elastică a corpuluii. Procesul acesta interactiv se continua până când la două iterații succesive, momentele maxime de încovoiere diferă cu mai puțin de 0.1%.
Din cauză că nava are corpul de secțiune variabilă în sens longitudinal, pentru calculul eforturilor secționale și a deformațiilor ce apar în plan vertical, s-a aplicat metoda numerică descrisă în continuare, cunoscută sub denumirea de metoda matricilor de transfer.
Corpul navei se consideră o grindă elastică cu pereți subțiri de secțiune variabilă, discretizată în grizi elementare de secțiune constantă, având lungimea unui interval de coastă (fig.2.2.9).
Izolând o grindă elementară „i”, din navă (fig. 2.2.10) și reunind ecuațiile de echilibru a sarcinilor și eforturilor secționale, precum și relațiile dintre deformații și eforturi pentru această grindă, se ajunge la următoarea ecuație matricială ce stabilește legătura dintre eforturile și deformațiile de la capetele respectivei grinzi elementare:
(2.2.40)
unde:
– lungimea grinzii elementare”i” situată intre coasta „i“ și „i+1“;
Si – sarcina exterioară la capătul pupa al grinzii elementare”i”:
(2.2.41)
Si+1 – sarcina exterioară la capătul prova al grinzii elementare”i”:
. (2.2.42)
În relațiile de mai sus s-a considerat că sarcina exterioară variază linear în lungul grinzii elementare “i”.
De asemenea, semnele eforturile secționale de la capetele acestei grinzi au fost luate în conformitate cu cele stabilite de cerințele unificate IACS privind rezistența longitudinală (fig. 2.2.11).
Făcând notațiile:
(2.2.43)
(2.2.44)
(2.2.45)
relația (2.2.40) devine:
(2.2.46)
Particularizând relația (2.2.46) pentru prima și a doua grindă elementară:
(2.2.47)
(2.2.48)
sau facând notațiile:
(2.2.49)
(2.2.50)
se obține:
(2.2.51)
Generalizând relațiile (2.2.49), (2.2.50) și (2.2.51), se găsește vectorul eforturi și deformații la coasta “i+1”:
(2.2.52)
unde:
(2.2.53)
(2.2.54)
Aplicând relația (2.2.52) la grinda elementară din prova, se găsește relația dintre eforturile și deformațiile din pupa și prova:
(2.2.55)
Capetele navei fiind libere, eforturile secționale sunt nule la cuplele “1” și “n”:
Q1 = 0
M1 = 0
Qn = 0
Mn = 0.
Dacă nava este bine echilibrată în apă calmă prin îndeplinirea condițiilor (2.2.19) și (2.2.20) și se efectuează calculele cu suficientă precizie, din relația (2.2.55), rezultă Qn și Mn relativ foarte mici astfel încât se poate considera că diagramele forțelor tăietoare și ale momentelor încovoietoare se închid practic.
Deformațiile și rotirile capetelor navei pe baza cărora se poate determina linia elastică a corpului sunt în număr de 4, iar pentru calcularea lor, există doar ultimile 2 ecuații ale sistemului (2.2.55), astfel încât într-o primă etapă, se consideră că săgețile navei la capete sunt zero :
v1 = 0
vn = 0.
Din condiția vn = 0 se determina rotirea din capatul pupa, φ1 iar apoi aplicând relațiile (2.2.52) și (2.2.53), se determină eforturile secționale și deformațiile corpului în lungul navei.
Cu valorile săgeților astfel calculate, se face corecția corespunzătoare de pescaje și se echilibrează nava în apă calmă.
Linia elastică a corpului se determină cu relația (fig. 2.2.8):
vi = TEi-Ti (2.2.56)
unde:
TEi – pescajul în dreptul coastei „i” când nava se consideră corp elastic;
Ti – pescajul în dreptul coastei „i” când nava se consideră corp rigid.
Cu noile pescaje ale navei deformate, se determină momentele încovoietoare și forțele tăietoare, iar apoi noua linie elastică a corpului. Procedura aceasta numerică se repetă ciclic până când la două iterații succesive, momentele maxime de încovoiere diferă cu mai puțin de 0,1%.
Descrierea programului
Pe baza metodei de calcul prezentate la 2.2.2, a fost elaborat programul RLS-V1, al cărui cod este scris în limbajul Visual-FORTRAN ce se poate executa pe calculatoare de 32 sau 64 bits având sistemul de operare Windows XP sau o versiune mai nouă.
Schema logică de principiu a programului este prezentată in fig. 2.2.12.
Afișarea datelor de intrare și a rezultatelor calculelor este tabelar.
Programul constituie o realizare proprie și reprezintă un instrument util activității de proiectare și cercetare pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei.
De menționat că programul poate permite, prin modificări corespunzătoare, să se răspundă noilor cerințe ce apar în reglementările din domeniu, să se analizeze un spectru larg de situații de încărcare și navigație, să se abordeze noi teme de cercetare sau să se utilizeze nucleul cod pentru elaborarea de noi programe cu destinație specifică cum ar fi programele de încărcare sau de stabilitate intactă sau de avarie.
Verificarea programului RLS-V1
Verificarea programului s-a efectuat cu o barjă paralelipipedică cu distribuție uniformă a maselor în lungul ei de 100 t/m având următoarele caracteristici principale:
L = 100,00 m
B = 20,00 m
D = 20,00 m
T = 5,00 m
= 1,025 t/m3
Iy = 20,000 m4
Af = 0,200 m2
așezată cvasi-static mai întâi pe val cosinusoidal având înălțimea de 7.92 m și apoi pe val trohoidal de aceeași înălțime.
Prin calcul manual s-au obținut rezultatele prezentate în tabelul 2.2.1.
Tabel 2.2.1 – Valorile eforturilor secționale suplimentare induse de valuri calculate manual
Rezultatele calculelor efectuate cu programul RLS-V1 sunt date în tabelul 2.2.2.
Tabel 2.2.2 – Eforturile secționale suplimentare induse de valuri calculate cu program RLS-V1
Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de program sunt prezentate în tabelul 2.2.3 și tabelul 2.2.4, constatându-se că sunt de cca. 1% și prin urmare este demonstrată corectitudinea programului.
De remarcat că diferențele dintre eforturile secționale maxime când nava este așezată pe val cosinusoidal și val trohoidal sunt sub 2.5%, ceeace permite aproximarea valului real trohoidal cu un val cosinusoidal în vederea realizării de analize a comportării navei pe valuri cu un efort mai mic dar menținând precizia rezultatelor în limite acceptabile.
Tabel 2.2.3 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de programul RLS-V1 la așezarea pe val cosinusoidal
Tabel 2.2.4 – Diferențele dintre calculele manuale și cele efectuate de programul RLS-V1 la așezarea pe val trohoidal
Comentarii și concluzii
Programul RLS-V1 de calcul a eforturilor secționale generale și a liniei elastice a corpului navei la așezarea statică în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val cosinusoidal sau trohoidal din prova, constituie o realizare proprie și reprezintă un instrument util activității de proiectare și cercetare pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei.
Elaborat pe baza metodei clasice de calcul expusă la 2.2.2, adoptată și dezvoltată de către autor într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, programul introduce o serie de elemente inovative după cum urmează:
echilibrarea cu precizie a navei intacte sau avariate în apă calmă și pe val cvasi-static cosinusoidal sau trohoidal din prova;
această precizie face ca diagramele eforturilor secționale sa se închidă cu suficientă precizie pentru a nu mai fi necesară închiderea lor forțată;
determinarea liniei elastice a corpului și influiența sa de reducere a eforturilor secționale de încovoiere aplicând metoda matricilor de transfer și utilizând macroelemente finite;
determinarea reducerii eforturilor secționale de încovoiere datorită influienței liniei elastice a corpului asupra pescajelor în lungul navei;
determinarea eforturilor secționale în situații de avarie.
Metoda de calcul prezentată la 2.2.2 și programul RLS-V1 au fost verificate prin calculele prezentate la 2.2.4, constatându-se că rezultatele calculelor efectuate de program concordă cu cele manuale, abaterile fiind în general sub 1%. așa încât se poate considera că atât metoda cât și programul, sunt corecte.
De menționat că programul poate permite, prin modificări corespunzătoare, să se răspundă noilor cerințe ce apar în reglementările din domeniu, să se analizeze un spectru larg de situații de încărcare și navigație, să se abordeze noi teme de cercetare sau să se utilizeze nucleul cod pentru elaborarea de noi programe cu destinație specifică cum ar fi programele de încărcare sau de stabilitate intactă sau de avarie.
În continuare se dă ca exemplu un calcul făcut cu acest program pentru evaluarea rezistenței longitudinale a unei barje de 2000 tdw, încărcată cu marfă în vrac, distribuită în 3 grămezi de-a lungul navei.
Corpul acestui tip de barjă este suficient de elastic astfel încât pentru o exactitate mai mare a rezultatelor, a trebuit să se țină cont și de influența deformațiilor asupra eforturilor secționale. Sub influența acestor deformații, s-a constatat că momentul maxim încovoietor se reduce de la 16907 kNm, dacă nava ar fi fost considerată corp rigid, la 15595 kNm adică cu 7,76%. În fig. 2.2.13 se reprezintă grafic rezultatele calculului pentru această barjă.
Fig. . – Sarcini, eforturi secționale și deformații la barja de 2000 t
Pogram de calcul linear al parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova
Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea lineară a parametrilor de oscilație a navei, precum și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova.
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
Metoda clasică de calcul linear al parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova
Determinarea lineară a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale de încovoiere din corpul navei în condiții de navigație pe mare cu valuri regulate venind din prova, se realizează principial conform metodei prezentate in lucrările [58], [59] și [60], dezvoltată și completată de autor într-un mod specific, până la nivel de detalii necesare programării calculului, luându-se în considerare numai oscilațiile pe verticală (heaving) și de tangaj (pitching) (fig. 2.3.1).
Fig. . – Așezarea dinamică a navei pe val
Pentru simplificarea calculelor se fac următoarele ipoteze și considerente:
nava este considerată corp rigid;
suprafața corpului navei, descrisă prin puncte este raportată la un sistem de axe ortogonal (Fig. 2.2.1). Punctele sunt dispuse pe cuple teoretice amplasate în lungul navei și definesc profilul cuplei prin pescaj și semilățime (fig. 2.2.2);
bordajele se consideră verticale în zona de variație a pescajului;
apa se consideră a avea adâncime mare;
amplitudinea oscilațiilor se consideră a fi mici;
suprafața valurilor se consideră de formă cosinusoidală în raport cu suprafața apei calme, fiind descrisă de formula (a se vedea fig.2.3.2):
(2.3.1)
unde:
– lungimea valului;
– înălțimea valului;
– pulsația valului;
t – variabila timp;
(2.3.2)
c – viteza valului;
Dacă valul real este regulat, periodic și simetric față de creastă, dar are o altă configurație decăt cea cosinusoidală, se determină valul echivalent cosinusoidal a cărui înălțime se calculează din condiția ca energia potențială a celor două valuri să fie aceeași:
(2.3.3)
unde:
– funcție ce definește profilul valului real;
Fig. . – Profilul valului cosinusoidal
presiunea totală din val este data de formula preluată din [61] (a se vedea fig. 2.3.3 și 2.3.4):
(2.3.4)
unde:
ps(z) – reprezintă presiunea hidrostatică din val;
(2.3.5)
pw(z) – reprezintă presiunea hidrodinamică din val;
(2.3.6)
presiunea indusă de val ce acționează suplimentar peste presiunea hidrostatică din apa calmă asupra corpului navei, este dată de formulele:
pentru creasta de val (a se vedea fig. 2.3.5):
pentru hv/2 > z > 0 (2.3.7)
pentru z < 0 (2.3.8)
pentru gol de val (a se vedea fig. 2.3.6):
pentru 0 > z > -hv/2 (2.3.9)
pentru -hv/2 > z (2.3.10)
presiunea hidrostatică (ps)
presiunea hidrodinamică (pw)
presiunea totală (pt)
Fig. . – Distribuția presiunilor în cresta de val
presiunea hidrostatica (ps)
presiunea hidrodinamică (pw)
presiunea totală (pt)
Fig. . – Distribuția presiunilor în gol de val
presiunea hidrostatică ce acționează asupra corpului navei în apă calmă (psc)
presiunea suplimentară indusă de val ce acționează asupra corpului navei în dreptul crestei de val (pV)
Fig. . – Presiuni ce acționează asupra corpului navei în secțiunea aflată în dreptul crestei de val
presiunea hidrostatică ce acționează asupra corpului navei în apă calmă (psc)
presiunea suplimentară indusă de val ce acționează asupra corpului navei în dreptul golului de val (pV)
Fig. . – Presiuni ce acționează asupra corpului navei în secțiunea aflată în dreptul golului de val
valurile de întâlnire cu nava sunt considerate regulate și aproximate cu o funcție periodică, a căror acțiune este echivalentă cu a valurilor cosinusoidale:
(2.3.11)
unde:
(2.3.12)
k – numărul de val;
(2.3.13)
V – viteza navei;
f1(x,t) – funcție de corecție ce ține cont de efectul presiunii suplimentare indusă de val asupra navei, cunoscut sub denumirea de efectul Smith .
Determinarea acestei funcții pleaca de la ipoteza Froude-Krâlov, prezentată în [62] potrivit căreia, corpul navei nu influiențează mișcarea particulelor din val, respectiv distribuția presiunii în val și de la condiția ca efectul valului real să fie echivalent cu un val convențional caracterizat de o variatie hidrostatică lineară a presiunii funcție de cota z, adică forța de împingere indusă de presiunea suplimentară din valul real într-o secțiune, să fie egală cu forța de împingere indusă de presiunea hidrostatică din valul convențional.
Forța de împingere verticală indusă de presiunea suplimentară din valul real într-o secțiune, dată de formulele (2.3.7) – (2.3.10), este determinată cu relația (a se vedea fig. 2.3.7):
pentru creasta de val:
(2.3.14)
pentru gol de val:
(2.3.15)
unde:
y(x,z) – semilățimea navei la pescajul z în secțiunea curentă x;
T(x,t) – pescajul în secțiunea curentă de calcul x, măsurat de la
suprafața apei calme, ce variază în timp datorită oscilațiilor verticale și de tangaj ale navei ;
b(x,t) – lățimea navei la pescajul T(x,t)+ζV(x,t) în secțiunea curentă x.
Forța de împingere verticală indusă de presiunea suplimentară hidrostatică din valul convențional definită de formula (2.3.10) într-o secțiune, este dată de relația:
(2.3.16)
unde:
bm(x,t) – lățimea medie a navei în zona de variație a pescajului 0-ζV(x,t) din secțiunea curentă x calculată cu relația:
(2.3.17)
Din condiția ca cele două împingeri să fie egale, rezultă funcția de corecție pentru efectul Smith:
(2.3.18)
Dacă se consideră bordajul vertical în zona de variație a pescajului, relația ia forma:
(2.3.19)
În lucrarea de specialitate [63], factorul Smith f1(x,t), se pune sub forma:
(2.3.20)
unde:
(2.3.21)
Fig. . – Forța de împingere verticală indusă de presiunea supliment din valul real
Având în vedere că funcția f1(x,t) este periodică urmărind profilul valului, pentru a simplifica formulele de calcul, se adoptă următoarea relație de aproximare a acestei funcții:
(2.3.22)
unde t1 și t2 sunt definiți de relațiile:
(2.3.23)
t1 reprezintă timpul când creasta valulului este în dreptul originii, iar t2 reprezintă timpul când golul valulului este în dreptul originii.
Ținând cont de relația (2.3.22), funcția derivată se consideră dată de relația:
(2.3.24)
Dacă analiza se efectuează pe intervale discrete de timp t1 – t2, suficient de scurte, valorile funcției f1(x,t) se pot determina cu relația lineară:
(2.3.25)
iar ale derivatei acesteia , cu relația:
(2.3.26)
Pe intervale mici, variația funcției f1(x,t) este relativ redusă, așa încât se poate face și aproximația:
(2.3.27)
iar derivata se poate considera nulă.
nava execută oscilații pe verticală în jurul poziției de echilibru în apă calmă, a căror mărime este notată cu (t);
nava execută oscilații de tangaj în jurul centrului său de greutate și a poziției de echilibru în apă calmă, a căror mărime este notată cu (t);
deplasarea pe verticală a unei secțiuni x a navei în raport cu suprafața apei calme datorită oscilațiilor navei, este dată de relația:
(2.3.28)
viteza pe verticală a unei secțiuni x a navei în raport cu suprafața apei calme, este dată de relația:
(2.3.29)
accelerația pe verticală a unei secțiuni x a navei în raport cu suprafața apei calme, este dată de relația:
(2.3.30)
deplasarea relativă pe verticală a unei particole de apă în raport cu suprafața corpului navei datorită oscilațiilor acesteia, este dată de relația:
(2.3.31)
iar derivatele acestei deplasări sunt date de relațiile:
(2.3.32)
(2.3.33)
(2.3.34)
(2.3.35)
Pentru a asigura linearitatea fenomenului, se ignoră influiența derivatelor de timp ale factorului Smith, care în general este sub 15%, așa încât relațiile (2.3.34) și (2.3.35) devin:
(2.3.36)
(2.3.37)
pescajul măsurat de la suprafața apei calme, într-o secțiune curentă de calcul x, este dat de relația:
(2.3.38)
unde:
To – pescajul la extremitatea pupa a navei în stare de echilibru pe apă calmă;
o – unghiul de asietă al navei în stare de echilibru pe apă calmă;
(2.3.39)
Tos – pescajul la extremitatea pupa a navei în stare de echilibru când staționează pe apă calmă;
ΔTV – creșterea pescajului navei la deplasarea acesteia cu viteza VC în Nd, față de apa calmă, ca urmare a fenomenului de sucțiune, determinat cu formula preluată din [64]:
în canale sau în bazine de încercări (2.3.40);
în mare largă (2.3.41);
(2.3.42)
unde:
SN – Aria imersă a secțiunii transversale a navei la cuplul maestru;
SC – Aria secțiunii transversale a canalului;
VC – Viteza navei în canal exprimată în Nd.
Ținând cont că pescajul în apă calmă este dat de formula:
(2.3.43)
expresia pescajului în secțiunea curentă x devine:
(2.3.44)
Oscilațiile navei pe valuri sunt definite de cei 2 parametrii și care se pot determina conform principiului D’Alambert din ecuațiile de echilibru dinamic sub acțiunea sarcinilor verticale de inerție, de amortizare, hidrostatice, hidrodinamice și greutăților.
Se consideră corpul navei discretizat în elemente de fâșii transversale de lungime dx și izolând un asemenea element, asupra acestuia acționează următoarelor sarcini:
sarcinile de inerție ale masei distribuite a elementului provenind de la structura corpului și încărcăturile ambarcate:
(2.3.45)
unde:
m(x) – masa distribuită a navei provenind de la structura corpului și încărcăturile ambarcate;
sarcinile de inerție ale masei distribuită de apă adițională elementului, cuplate cu cele de amortizare hidrodinamică, conform „Teoriei fășiilor ordinare – (TFN)”, varianta Gerritsma și Beukelman (semiempirică), publicată în [62], sunt date de formula:
(2.3.46)
unde:
M33(x,t) – masa distribuită de apă adițională în secțiunea x;
N33(x,t) – coeficientul de amortizare hidrodinamică în secțiunea x.
Parametrii M33(x,t) și N33(x,t) sunt determinați prin încercări pe modele sau după metodologii de calcul și indicați în literatura de specialitate. sub formă tabelară sau grafică. În cazul acestei lucrări, acești parametri sunt determinați pe baza datelor din lucrarea [59] utilizând formulele de mai jos:
(2.3.47)
(2.3.48)
unde:
(2.3.49)
b(x,TT) – lățimea navei la pescajul TT(x,t) în secțiunea curentă x;
(x,TT) – coeficientul ariei secțiunii x la pescajul TT(x,t);
coeficienții c33 și λ33 sunt determinați din diagramele prezentate în [59].
Din analiza variației mărimile M33(x,t) și N33(x,t) în lungul navei și în timp, se constată că aceste mărimi sunt periodice urmărind profilul valului, astfel încât, pentru a simplifica formulele de calcul, se propune următoarele relații de aproximare:
(2.3.50)
(2.3.51)
unde timpii t1 și t2 sunt definiți de relațiile (2.3.22):
Pentru calculele ce urmează, ținând cont de relațiiile (2.3.50) și (2.3.51), derivatele și se consideră date de relațiile:
(2.3.52)
(2.3.53)
Aceste derivate au valori semnificative în raport cu primitivele lor, cu atât mai mari cu cât valurile sunt mai mari și cu cât oscilațiile navei sunt mai ample.
Dacă analiza se efectuează pe intervale discrete de timp t1 – t2, suficient de scurte, valorile mărimilor M33(x,t) și N33(x,t) se pot determina cu relațiile lineare:
(2.3.54)
(2.3.55)
iar ale derivatelor acestora și , cu relațiile:
(2.3.56)
(2.3.57)
Pe intervale mici, variația mărimilor M33(x,t) și N33(x,t) este relativ redusă, așa încât se poate face și aproximația:
(2.3.58)
(2.3.59)
iar în acest caz derivatele acestora și se pot considera nule.
aceleași sarcini de inerție ale masei distribuite de apă adițională a elementului, cuplate cu cele de amortizare hidrodinamică, conform „Teoriei fășiilor modificate – (TFM)” publicată de Tasai în 1969 [65], sunt date de formula:
(2.3.60)
care prin derivare, ignorându-se și , devine:
(2.3.61)
Se observă că teoria modificată diferă de cea ordinară prin adaugarea termenului:
(2.3.62)
din relația (2.3.61).
sarcinile hidrostatice:
(2.3.63)
unde:
y(x,T) – semilățimea corpului în secțiunea x la linia de plutire în stare de echilibru pe apă calmă. Se consideră bordajul vertical pe zona de variație a pescajului în timpul oscilațiilor pe verticală a navei;
(x,T) – coeficientul ariei secțiunii x la linia de plutire în stare de echilibru pe apă calmă;
Expresia sarcinilor hidrostatice se poate scrie și sub forma:
(2.3.64)
Se observă că primul termen reprezintă împingerea hidrostatică în apă calmă:
(2.3.65)
iar al doilea termen reprezintă împingerea hidrodinamică suplimentară ca urmare a oscilației navei și valurilor:
(2.3.66)
greutatea masei distribuite a elementului de fâție, provenind de la structura corpului și încărcăturile ambarcate:
(2.3.67)
forțele tăietoare de la capetele elementului ce reprezintă forțele de legătură: QT și QT+dQT;
momentele încovoietoare de la capetele elementului ce reprezintă forțe de legătură: M și M+dM.
Scriind ecuația de echilibru dinamic al sarcinilor pe direcția verticală pentru un element transversal, se găsește creșterea elementară a forței tăietoare:
(2.3.68)
Integrând în lungul navei această relație, se obține expresia forței tăietoare totale provenind din sarcinile in apă calmă și din sarcinile suplimentare datorate oscilațiilor navei și valurilor:
(2.3.69)
Regrupând termenii, expresia forței tăietoare totale se poate scrie și sub forma:
(2.3.70)
Primul termen al acestei expresii reprezintă forța tăietoare în apă calmă:
(2.3.71)
iar al doilea termen al acestei expresii reprezintă forța tăietoare suplimentară datorată oscilațiilor navei și valurilor:
(2.3.72)
Momentului încovoietor total în lungul navei se obține prin integrarea relației (2.3.69):
(2.3.73)
și ținând cont de relațiile (2.3.70), (2.3.71) și (2.3.72), rezultă:
(2.3.74)
unde primul termen al acestei expresii reprezintă momentul incovoietor în apă calmă:
(2.3.75)
iar al doilea termen reprezintă momentul încovoietor suplimentar datorat oscilațiilor navei și valurilor:
(2.3.76)
Integrând prin părți expresiile (2.3.75) și (2.3.76), se obține :
(2.3.77)
(2.3.78)
Ținând cont că la extremitatea prova, forța tăietoare totală, forța tăietoare în apă calmă și forța tăietoare suplimentară au valoarea zero, relația (2.3.72) devine:
(2.3.79)
Ținând cont că la extremitatea prova, momentul încovoietor total, momentul încovoietor în apă calmă și momentul încovoietor suplimentar au valoarea zero, precum și faptul că în aceeași secțiune forța tăietoare în apă calmă și forța tăietoare suplimentară au valoarea zero, relația (2.3.78) devine:
(2.3.80)
Relația (2.3.66) se poate obține și punând condiția ca nava, considerată corp rigid, pe direcție verticală sub acțiunea forțelor exterioare, de inerție și de amortizare cauzate de valuri, să fie în echilibru.
Relația (2.3.79) se poate obține și punând condiția ca momentele de rotire a navei, considerată corp rigid, față de o axă orizontală perpendiculară pe PD, datorate acțiunii forțelor exterioare, de inerție și de amortizare cauzate de valuri, să fie fie în echilibru.
Plecând de la relațiile (2.3.70) și (2.3.80) și ținând cont de formulele (2.3.28) – (2.3.37), (2.3.45), (2.3.46) și (2.3.61), prin înlocuiri și prelucrări, se obține un sistem de 2 ecuații diferențiale :
(2.3.81)
unde:
(2.3.82)
(2.3.83)
(2.3.84)
AW(t) – Suprafața intersecției corpului cu planul plutirii de echilibru
(2.3.85)
xG – distanța centrului de greutate față de extremitatea pupa
(2.3.86)
(2.3.87)
xF(t) – distanța centrului ariei AW(t) față de extremitatea pupa;
(2.3.88)
în care s-a notat:
(2.3.89)
(2.3.90)
(2.3.91)
(2.3.92)
(2.3.93)
(2.3.94)
Jy – momentul de inerție al corpului în jurul axei Oy din extremitatea pupa
(2.3.95)
(2.3.96)
unde:
Iy – momentul de inerție al suprafeței de plutire în jurul axei Oy din extremitatea pupa
(2.3.97)
în care s-a notat:
(2.3.98)
(2.3.99)
Ținând cont de ipotezele simplificatoare făcute și de faptul că se studiază comportarea navei în domeniul oscilațiilor mici, când influiența acestora asupra parametrilor M33 și N33 se poate neglija, sistemul de ecuații diferențiale de ordinul doi (2.3.81) se poate considera că este linear, iar soluția sa este stabilizată și are forma sarcinilor exterioare de excitație FV(t) și MV(t):
(2.3.100)
(2.3.101)
Între parametrii de mai sus, există relațiile:
(2.3.102)
(2.3.103)
(2.3.104)
(2.3.105)
Înlocuind în sistemul (2.3.81), soluțiile (2.3.100) și (2.3.101) și derivând și grupând după cos și sin, se obține sistemul de două ecuații în care necunoscutele sunt 1, 2, 1, 2:
(2.3.106)
Deoarece sunt numai două ecuații de echilibru, cele 4 necunoscutele 1, 2, 1, 2 se determină din echilibrarea navei pentru momentele:
(2.3.107)
rezultând un sistem de 4 ecuații ce se poate scrie sub forma matricială:
(2.3.108)
unde:
(2.3.109)
(2.3.110)
(2.3.111)
Prin rezolvarea sistemului (2.3.108), se determină funcțiile (t) și (t) ce caracterizea oscilațiile navei pe valuri, în baza cărora se calculează forța tăitoare suplimentară și momentul încovoietor suplimentar la deplasarea navei pe valuri, plecând de la relațiile (2.3.72) și (2.3.78):
(2.3.112)
(2.3.113)
unde:
(2.3.114)
(2.3.115)
(2.3.116)
(2.3.117)
(2.3.118)
(2.3.119)
(2.3.120)
(2.3.121)
Descrierea programului RLD-V1
Pe baza metodei de calcul prezentate la 2.3.2, a fost elaborat programul RLD-V1 de calcul linear a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova, considerând amortizarea lineară, al cărui cod a fost scris în limbajul Visual-FORTRAN, ce se poate executa pe calculatoare de 32 sau 64 bits sub sistemul de operare Windows XP sau o versiune mai nouă. Schema logică de principiu a programului RLD-V1 este prezentată in fig. 2.3.8. Afișarea datelor de intrare și a rezultatelor calculelor este realizată tabelar și grafic (fig.2.3.9).
Programul constituie o realizare proprie și reprezintă un instrument util activității de proiectare și cercetare pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei.
Programul poate permite, prin modificări corespunzătoare, să se răspundă noilor cerințe ce apar în reglementările din domeniu naval, să se analizeze un spectru larg de situații de încărcare și navigație, să se abordeze noi teme de cercetare sau să se utilizeze nucleul cod pentru elaborarea de noi programe cu destinație specifică cum ar fi programele de determinare a eforturilor secționale pe termen scurt și lung în vederea calculelor la oboseală a navelor.
Fig. . – Schema logică de principiu a programului RLD-V1 de calcul a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia la navigația pe valuri din prova pe baza metodei ce utilizează „Teoria fășiilor ordinară” și „Teoria fășiilor modificată”
Fig. . – Prezentarea graphică a rezultatelor programului RLD-V1 de calcul a parametrilor de oscilație și a eforturilor secționale suplimentare din corpul navei, induse de valurilor
Verificarea metodei de calcul și a programului RLD-V1
Verificarea metodei de calcul prezentată la 2.3.2 și a programului RLD-V1 s-a efectuat mai întâi prin compararea rezultatelor calculelor furnizate de acest program, cu măsurătorile realizate în 1992 pe modelul experimental Wigley III, de către Laboratorul de Hidrodinamica Navei al Universității de Technologie din Delft în cooperare cu Departmentul de Arhitectură Navală și Inginerie Marină al Universității din Michigan și Comitetul de Hidrodinamică al Societății de Arhitectură Navală și Inginerie Marină, prezentate în lucrarile [66] și [67].
Acest model, prezentat în fig. .10, are următoarele caracteristicile principale:
iar transversalul planului de forme și tabelul de trasaj al planului de forme sunt prezentate fig.2.3.11, respectiv în tabelul 2.3.1.
Fig. . – Modelul Wigley III în timpul probelor [67]
Fig. . – Transversalul modelului Wigley III [66]
Tabel 2.3.1 – Tabelul de trasaj al planului de forme pentru modelul Wigley III [66]
Distribuția de greutăți adoptată în lungul modelului este prezentată în tabelul 2.3.2.
Tabel 2.3.2 – Distribuția de greutăți adoptată pentru modelul Wigley III
**************************************************************************************
* ICST * XC * QL * QR * QYL * QYR * QZL * QZR *
* * (M) * (KN/M) * (KN/M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) *
**************************************************************************************
* 1 * 0.000 * 0.000 * 0.200 * 0.000 * 0.000 * 0.000 * 0.046 *
* 2 * 0.150 * 0.215 * 0.215 * 0.000 * 0.000 * 0.049 * 0.049 *
* 3 * 0.300 * 0.229 * 0.229 * 0.000 * 0.000 * 0.053 * 0.053 *
* 4 * 0.450 * 0.244 * 0.244 * 0.000 * 0.000 * 0.056 * 0.056 *
* 5 * 0.600 * 0.258 * 0.258 * 0.000 * 0.000 * 0.059 * 0.059 *
* 6 * 0.750 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 7 * 0.900 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 8 * 1.050 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 9 * 1.200 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 10 * 1.350 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 11 * 1.500 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 12 * 1.650 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 13 * 1.800 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 14 * 1.950 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 15 * 2.100 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 16 * 2.250 * 0.273 * 0.273 * 0.000 * 0.000 * 0.063 * 0.063 *
* 17 * 2.400 * 0.258 * 0.258 * 0.000 * 0.000 * 0.059 * 0.059 *
* 18 * 2.550 * 0.244 * 0.244 * 0.000 * 0.000 * 0.056 * 0.056 *
* 19 * 2.700 * 0.229 * 0.229 * 0.000 * 0.000 * 0.053 * 0.053 *
* 20 * 2.850 * 0.215 * 0.215 * 0.000 * 0.000 * 0.049 * 0.049 *
* 21 * 3.000 * 0.200 * 0.000 * 0.000 * 0.000 * 0.046 * 0.000 *
**************************************************************************************
Compararea rezultatelor calculelor cu măsurătorile realizate pe modelul experimental Wigley III, s-a realizat la diferite regimuri de navigație caracterizate de numărul Froude Fn, definit prin formula:
(2.3.122)
utilizând funcțiile de transfer adimensionale pentru amplitudinile oscilațiilor verticale și de tangaj definite de relațiile:
(2.3.123)
(2.3.124)
ca răspuns dinamic la acțiunea valurilor din prova, caracterizate de pulsația relativă adimensională, definită de formula:
(2.3.125)
precum și fazele acestor oscilații față de creasta valului considerată că se găsește în dreptul centrului de greutate al navei.
În fig.2.3.12 – 2.3.20 sunt prezentate grafic rezultatele calculelor după metoda expusă și măsurătorile efectuate pe model, la viteze corespunzătore în care Fn a avut valorile 0, 0,2, 0,3 și 0,4, pe valuri regulate având înălțimea de 0,04 m și lungimea relativă definită ca raportul:
(2.3.126)
având valorile: 0,50, 0,75, 1,00, 1,25, 1,50, 1,75, 2,00.
În grafice prin TFN se indică utilizarea “Teoriei fășiilor ordinară”, iar prin TFM se indică utilizarea “Teoriei fășiilor modificată”.
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale și de tangaj la Fn =0,00.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,20.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,20.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,30.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,30.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,40.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,40.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale în fucție de numărul Froude.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj în fucție de numărul Froude.
Măsurătorile de pe modelul Wigley III sunt preluate din [66]
Analizând diagramele prezentate mai sus, se constată că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile pe model, abaterile fiind în general sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, depășesc această valoare. Aceste abateri se justifică prin complexitatea hidrodinamicicii navei pe valuri, în care alături de aceasta participă și mase de apă adițională greu de estimat cu precizie, iar fenomenele de amortizare sunt la fel de greu de determinat cu precizie. În plus, distribuția de greutăți a modelului a fost adoptată făra a avea suficiente date. Cu toate acestea, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile. Calculele de mai sus, arată că în cazul modelului Wigley III, metoda în varianta bazată pe “Teoria fâșiilor ordinară” (TFN) dă rezultate mai apropiate de măsurători decât în varianta bazată pe “Teoria fâșiilor modificată” (TFM), care induce o amortizare mai mare decât în realitate. Calculele test au arătat ca dacă amortizarea se reduce cu 60% și varianta TFM dă rezultate mult mai apropiate de măsurători. Deci o apropierea mai mare a rezultatelor calculelor de măsurători ar fi posibilă prin coeficienți de corecție a maselor adiționale și amortizării.
Pe baza acestor constatări, se poate considera că metoda de calcul și programul RLD-V1, sunt acceptabile în urma verificării pe modelul Wigley III.
Verificare acestora, s-a mai realizat și prin calcule comparative cu măsurătorile prezentate în lucrarile [68] și [69], efectuate în 2009 pe modelul Seatech-D (reprezentând la scara 1:39.024 o nava tip RoPax), în cadrul proiectului LAINE desfășurat de VTT în Merike (Finlanda) în colaborare cu Ageția Finlandeză pentru Tehnologie și Inovație (TEKES), grupul de șantiere Aker, Technip Offshore Finland, Finnish Navy și SWECO Marine
Acest model, prezentat în fig. .21, are următoarele caracteristicile principale:
iar planul de forme al navei reale este prezentat în fig.2.3.22.
Fig. . – Modelul Seatech-D în timpul probelor [68]
Fig. . – Planul de forme al navei RoPax [68]
Distribuția de greutăți adoptată în lungul modelului Seatech-D este prezentată în tabelul 2.3.3.
Tabel 2.3.3 – Distribuția de greutăți adoptată pentru modelul Seatech-D
**************************************************************************************
* CST * XC * QL * QR * QYL * QYR * QZL * QZR *
* * (M) * (KN/M) * (KN/M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) *
**************************************************************************************
* 1 * 0.000 * 0.000 * 0.350 * 0.000 * 0.000 * 0.000 * 0.080 *
* 2 * 0.086 * 0.356 * 0.356 * 0.000 * 0.000 * 0.082 * 0.082 *
* 3 * 0.172 * 0.362 * 0.362 * 0.000 * 0.000 * 0.083 * 0.083 *
* 4 * 0.374 * 0.377 * 0.377 * 0.000 * 0.000 * 0.087 * 0.087 *
* 5 * 0.576 * 0.392 * 0.392 * 0.000 * 0.000 * 0.090 * 0.090 *
* 6 * 0.778 * 0.406 * 0.406 * 0.000 * 0.000 * 0.093 * 0.093 *
* 7 * 0.980 * 0.421 * 0.421 * 0.000 * 0.000 * 0.097 * 0.097 *
* 8 * 1.182 * 0.435 * 0.435 * 0.000 * 0.000 * 0.100 * 0.100 *
* 9 * 1.384 * 0.450 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.104 * 0.184 *
* 10 * 1.586 * 0.800 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.184 *
* 11 * 1.788 * 0.800 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.184 *
* 12 * 1.990 * 0.800 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.184 *
* 13 * 2.192 * 0.800 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.184 *
* 14 * 2.394 * 0.800 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.184 *
* 15 * 2.596 * 0.800 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.184 *
* 16 * 2.798 * 0.800 * 0.800 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.184 *
* 17 * 3.000 * 0.800 * 0.400 * 0.000 * 0.000 * 0.184 * 0.092 *
* 18 * 3.202 * 0.375 * 0.375 * 0.000 * 0.000 * 0.086 * 0.086 *
* 19 * 3.404 * 0.350 * 0.350 * 0.000 * 0.000 * 0.080 * 0.080 *
* 20 * 3.606 * 0.325 * 0.325 * 0.000 * 0.000 * 0.075 * 0.075 *
* 21 * 3.808 * 0.300 * 0.300 * 0.000 * 0.000 * 0.069 * 0.069 *
* 22 * 4.010 * 0.249 * 0.249 * 0.000 * 0.000 * 0.057 * 0.057 *
* 23 * 4.212 * 0.199 * 0.199 * 0.000 * 0.000 * 0.046 * 0.046 *
* 24 * 4.309 * 0.174 * 0.174 * 0.000 * 0.000 * 0.040 * 0.040 *
* 25 * 4.406 * 0.150 * 0.000 * 0.000 * 0.000 * 0.035 * 0.000 *
**************************************************************************************
Măsurarea momentului încovoietor s-a efectuat la cupla 8, iar măsurarea forței tăietoare s-a realizat la cupla 13.
Compararea rezultatelor calculelor cu măsurătorile realizate pe modelul experimental Seatech-D, s-a realizat la diferite regimuri de navigație caracterizate de numărul Froude Fn, utilizând funcțiile de transfer adimensionale pentru oscilațiile verticale și de tangaj definite de relațiile (2.3.123) și (2.3.124), precum și funcțiile de transfer pentru amplitudinea forței tăietoare și momentului încovoietor din punctele de măsurare, definite de relațiile:
(2.3.127)
(2.3.128)
ca răspuns dinamic la acțiunea valurilor din prova, precum și fazele acestor oscilații și eforturi secționale față de creasta valului, considerată că se găsește în dreptul centrului de greutate al navei.
În fig.2.3.23 – 2.3.28 sunt prezentate grafic rezultatele calculelor după metoda expusă și măsurătorile efectuate pe modelul Seatech-D, la viteze corespunzătore în care Fn a avut valorile 0 și 0,25, pe valuri regulate având înălțimea de 0,048 m și cu pulsația relativă variind între limitele 1,3 și 3,65.
Din aceste diagrame, se constată că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile pe model, abaterile fiind în general tot sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, această limită este depășită. Ca și-n cazul modelului Wigley III, aceste abateri se justifică prin complexitatea hidrodinamicicii navei pe valuri, în care alături de navă participă și mase de apă adițională greu de estimat cu precizie, iar fenomenele de amortizare sunt la fel de greu de determinat cu precizie. De asemenea, distribuția de greutăți a modelului Seatech-D, a fost adoptată făra a avea suficiente date. Totuși, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile. Calculele de mai sus, arată că în cazul modelului Seatech-D, metoda bazată pe “Teoria fâșiilor modificată” dă rezultate mai apropiate de măsurători decât dacă este bazată pe “Teoria fâșiilor ordinară”. O apropiere mai mare a rezultatelor calculelor de măsurători ar fi posibilă printr-o mai bună apreciere a maselor adiționale și a amortizării.
Totuși metoda expusă și programul RLD-V1, se pot considera ca fiind acceptabile și în urma verificării pe modelul Seatech-D. De remarcat că pe baza acestei metode, eforturile secționale maxime calculate au valori acoperitoare față de măsurătorile efectuate pe model.
În tabelul 2.3.4 s-a realizat o comparație a valorilor funcțiilor de transfer a eforturilor secționale la așezarea cvasi-statică a modelului Seatech-D, pe un val egal cu lungimea navei luând în considerare efectul Smith, cu valorile maxime ale acestor funcții măsurate și calculate ca răspuns dinamic la valuri când Fn a avut valorile 0 și 0,25. Se observă că funcțiile de transfer pentru valul cvasi-static au valori mai mari decât maximele funcțiile de transfer măsurate pe model, însă mai mici cu cel mult 16% față de cele calculate cu metoda de calcul prezentată mai sus.
Pe baza acestei constatări, se poate considera că până la Fn = 0,20, este suficientă o verificare a rezistenței longitudinale a navei la acțiunea valurilor, doar prin așezarea cvasi-statică.
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale și de tangaj la Fn =0,00.
Măsurătorile de pe modelul Seatech-D sunt preluate din [68]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru eforturile secționale la Fn =0,00.
Măsurătorile de pe modelul Seatech-D sunt preluate din [68]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale la Fn =0,25.
Măsurătorile de pe modelul Seatech-D sunt preluate din [68]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj la Fn =0,25.
Măsurătorile de pe modelul Seatech-D sunt preluate din [68]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru forța tăietoare la Fn =0,25.
Măsurătorile de pe modelul Seatech-D sunt preluate din [68]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru momentul încovoietor la Fn =0,25.
Măsurătorile de pe modelul Seatech-D sunt preluate din [68]
Tabel 2.3.4 – Maximele funcțiilor de transfer ale eforturilor secționale pentru 3 regimuri de navigație la modelul Seatech-D
În plus, verificarea metodei de calcul și a programului RLD-V1 s-a efectuat și prin compararea rezultatelor calculelor cu măsurătorile efectuate pe un model de încercări, prezentat în lucrarea [70]. Modelul a fost confecționat din alamă și are configurația din fig. .29, având următoarele caracteristici:
L = 6,00 m
B = 0,80 m
D = 0,51 m
Tmax = 0,34 m
CB = 0,83
Wpunte = 225 cm3
Distribuția de greutăți adoptată în lungul acestui model este prezentată în tabelul 2.3.5.
Tabel 2.3.5 – Distribuția de greutăți adoptată pentru modelul Mejiro
**************************************************************************************
* ICST * XC * QL * QR * QYL * QYR * QZL * QZR *
* * (M) * (KN/M) * (KN/M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) * (KN/M*M) *
**************************************************************************************
* 0 * 0.000 * 0.000 * 0.049 * 0.000 * 0.000 * 0.000 * 0.012 *
* 1 * 0.081 * 0.055 * 0.055 * 0.000 * 0.000 * 0.014 * 0.014 *
* 2 * 0.162 * 0.061 * 0.061 * 0.000 * 0.000 * 0.015 * 0.015 *
* 3 * 0.243 * 0.067 * 0.067 * 0.000 * 0.000 * 0.017 * 0.017 *
* 4 * 0.324 * 0.073 * 0.073 * 0.000 * 0.000 * 0.018 * 0.018 *
* 5 * 0.405 * 0.080 * 0.080 * 0.000 * 0.000 * 0.020 * 0.020 *
* 6 * 0.486 * 0.086 * 0.086 * 0.000 * 0.000 * 0.021 * 0.021 *
* 7 * 0.567 * 0.092 * 0.092 * 0.000 * 0.000 * 0.023 * 0.023 *
* 8 * 0.648 * 0.098 * 1.863 * 0.000 * 0.000 * 0.024 * 0.466 *
* 9 * 0.729 * 1.869 * 1.869 * 0.000 * 0.000 * 0.467 * 0.467 *
* 10 * 0.810 * 1.875 * 1.875 * 0.000 * 0.000 * 0.469 * 0.469 *
* 11 * 0.891 * 1.881 * 1.881 * 0.000 * 0.000 * 0.470 * 0.470 *
* 12 * 0.972 * 1.887 * 1.887 * 0.000 * 0.000 * 0.472 * 0.472 *
* 13 * 1.053 * 1.893 * 1.893 * 0.000 * 0.000 * 0.473 * 0.473 *
* 14 * 1.134 * 1.900 * 1.900 * 0.000 * 0.000 * 0.475 * 0.475 *
* 15 * 1.215 * 1.906 * 1.906 * 0.000 * 0.000 * 0.476 * 0.476 *
* 16 * 1.296 * 1.912 * 1.912 * 0.000 * 0.000 * 0.478 * 0.478 *
* 17 * 1.377 * 1.918 * 1.918 * 0.000 * 0.000 * 0.479 * 0.479 *
* 18 * 1.458 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 19 * 1.539 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 20 * 1.620 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 21 * 1.701 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 22 * 1.782 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 23 * 1.863 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 24 * 1.944 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 25 * 2.025 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 26 * 2.106 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 27 * 2.187 * 1.924 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.302 *
* 28 * 2.268 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 29 * 2.349 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 30 * 2.430 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 31 * 2.511 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 32 * 2.592 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 33 * 2.673 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 34 * 2.754 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 35 * 2.835 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 36 * 2.916 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 37 * 2.997 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 38 * 3.078 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 39 * 3.159 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 40 * 3.240 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 41 * 3.321 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 42 * 3.402 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 43 * 3.483 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 44 * 3.564 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 45 * 3.645 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 46 * 3.726 * 1.209 * 1.209 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.302 *
* 47 * 3.807 * 1.209 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.302 * 0.481 *
* 48 * 3.888 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 49 * 3.969 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 50 * 4.050 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 51 * 4.131 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 52 * 4.212 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 53 * 4.293 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 54 * 4.374 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 55 * 4.455 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 56 * 4.536 * 1.924 * 1.924 * 0.000 * 0.000 * 0.481 * 0.481 *
* 57 * 4.617 * 1.918 * 1.918 * 0.000 * 0.000 * 0.479 * 0.479 *
* 58 * 4.698 * 1.912 * 1.912 * 0.000 * 0.000 * 0.478 * 0.478 *
* 59 * 4.779 * 1.906 * 1.906 * 0.000 * 0.000 * 0.476 * 0.476 *
* 60 * 4.860 * 1.900 * 1.900 * 0.000 * 0.000 * 0.475 * 0.475 *
* 61 * 4.941 * 1.893 * 1.893 * 0.000 * 0.000 * 0.473 * 0.473 *
* 62 * 5.022 * 1.887 * 1.887 * 0.000 * 0.000 * 0.472 * 0.472 *
* 63 * 5.103 * 1.881 * 1.881 * 0.000 * 0.000 * 0.470 * 0.470 *
* 64 * 5.184 * 1.875 * 1.875 * 0.000 * 0.000 * 0.469 * 0.469 *
* 65 * 5.265 * 1.869 * 1.869 * 0.000 * 0.000 * 0.467 * 0.467 *
* 66 * 5.346 * 1.863 * 0.098 * 0.000 * 0.000 * 0.466 * 0.024 *
* 67 * 5.427 * 0.092 * 0.092 * 0.000 * 0.000 * 0.023 * 0.023 *
* 68 * 5.508 * 0.086 * 0.086 * 0.000 * 0.000 * 0.021 * 0.021 *
* 69 * 5.589 * 0.080 * 0.080 * 0.000 * 0.000 * 0.020 * 0.020 *
* 70 * 5.670 * 0.073 * 0.073 * 0.000 * 0.000 * 0.018 * 0.018 *
* 71 * 5.751 * 0.067 * 0.067 * 0.000 * 0.000 * 0.017 * 0.017 *
* 72 * 5.832 * 0.061 * 0.061 * 0.000 * 0.000 * 0.015 * 0.015 *
* 73 * 5.913 * 0.055 * 0.055 * 0.000 * 0.000 * 0.014 * 0.014 *
* 74 * 5.994 * 0.049 * 0.000 * 0.000 * 0.000 * 0.012 * 0.000 *
**************************************************************************************
Măsurătorile s-au realizat în bazinul de încercări Mejiro din Tokyo, prin tractarea modelului la pescajul de 0.20 m, pe valuri cnoidale regulate având lungimea de 6,0 m, înălțimea de 0.23 m, panta 1/26 și perioada de 2 s, la trei viteze: 0,0, 1,39 și 2,8 m/s. Măsurarea tensiunilor s-a efectuat pe punte la mijlocul modelului. Valul cosinusoidal echivalent valului cnoidal creat în basinul Mejiro, are înălțimea de 0,220 m.
În acest caz, pentru verificarea metodei și a programului RLD-V1, s-a analizat direct variația în timp a elongațiilor oscilațiilor pe verticală și de tangaj, precum și variația tensiunilor din punte la mijlocul modelului.
Aceste variații sunt prezentate grafic în fig. 2.3.30 – 2.3.32 pentru cele 3 regimuri de navigație.
De asemenea, în fig.2.3.33 – 2.3.35 au fost comparate rezultatelor calculelor cu măsurătorile realizate pe model la diferite regimuri de navigație caracterizate de numărul Froude Fn, utilizând funcțiile de transfer adimensionale pentru amplitudinea oscilațiilor verticale și de tangaj definite de relațiile (2.3.123) și (2.3.124) și funcțiile de transfer pentru amplitudinea momentului încovoietor din punctele de măsurare, definit de relația (2.3.128) ca răspuns dinamic la acțiunea valurilor din prova, precum și fazele acestor oscilații față de creasta valului, considerată că se găsește la mijlocul navei.
Fig. . – Configurația modelului de încercari prezentat în lucrarea [70]
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 0.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 1,39 m/s.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 2.80 m/s.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile verticale în fucție de numărul Froude când λV* =1,00.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru oscilațiile de tangaj în fucție de numărul Froude când λV* =1,00.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Răspunsul dinamic pentru momentul încovoietor în fucție de numărul Froude când λV* =1,00.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Din analiza diagramelor din aceste figuri, se constată că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile pe model, abaterile fiind în general tot sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, această limită este depășită. Ca și-n cazul celorlalte modele, aceste abateri se justifică prin complexitatea hidrodinamicicii navei pe valuri, în care alături de navă participă și mase de apă adițională greu de estimat cu precizie, iar fenomenele de amortizare sunt la fel de greu de determinat cu precizie. De asemenea, distribuția de greutăți a modelului Mejiro a fost adoptată făra a avea suficiente date. Totuși, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile.
Calculele de mai sus, arată că în cazul modelului Mejiro, metoda bazată pe “Teoria fâșiilor ordinară” dă rezultate mai apropiate de măsurători decât dacă este bazată pe “Teoria fâșiilor modificată”, însă diferențele sunt mici. O apropiere mai mare a rezultatelor calculelor de măsurători ar fi posibilă printr-o mai bună apreciere a maselor adiționale și a amortizării.
Pe baza acestor constatări, se poate considera că metoda și programul RLD-V1, sunt acceptabile în urma verificării pe modelul Mejiro. De remarcat că pe baza acestei metode, eforturile secționale maxime calculate au valori acoperitoare față de măsurătorile efectuate pe model.
În tabelul 2.3.6 s-a efectuat și o comparație a valorilor funcțiilor de transfer a eforturilor secționale la așezarea cvasi-statică a modelului Mejiro, pe un val egal cu lungimea navei luând în considerare efectul Smith, cu valorile maxime ale acestor funcții măsurate și calculate ca răspuns dinamic la valuri când Fn a avut valorile 0,000, 0,182 și 0,365. Se constată că funcțiile de transfer pentru valul cvasi-static au valori mai mari sau apropiate de maximele funcțiilor de transfer măsurate pe model sau calculate când Fn este sub 0,20 , însă mai mici cu până la 40% față de cele măsurate și sub 30% față de cele calculate când Fn este mai mare de 0,20.
Pe baza acestei constatări, se poate considera că până la Fn = 0,20, este suficientă o verificare a rezistenței longitudinale a navei la acțiunea valurilor, doar prin așezarea cvasi-statică.
Tabel 2.3.6 – Maximele funcțiilor de transfer ale eforturilor secționale pentru 3 regimuri de navigație la modelul Mejiro
Comentarii și concluzii
Programul RLD-V1 de calcul linear a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova, constituie o realizare proprie și reprezintă un instrument util activității de proiectare și cercetare pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei.
Programul a fost elaborat pe baza metodei clasice, prezentată in lucrările [58], [59] și [60], utilizând „Teoria fășiilor ordinară” și „Teoria fășiilor modificată”, dezvoltată de autor într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, introducând o serie de considerente noi:
delimitarea acțiunii independente a presiunilor hidrostatice ce acționeaza în apă calmă de cele suplimentare induse de valuri afectate de efectul Smith;
tratarea navei ca un rigid asupra căruia acționeaza totalitatea sarcinilor statice și dinamice și separarea acțiunilor statice de cele dinamice;
determinarea ecuațiile de echilibru dinamic la momentele definite de relația (2.3.107);
determinarea corespunzator acestor momente, a maselor de apă adițională, a amortizării și a efectului Smith astfel încât matricea sistemului linear al ecuațiilor de echilibru nu mai este simetrică așa cum este redată în mod obișnuit în literatura de specialitate;
prezentarea formulelor complete de calcul a eforturilor secționale induse de valuri, ce nu au fost găsite în literatura de specialitate.
calculul și afișarea grafică în timp real a mișcărilor navei și a diagramei eforturilor secționale.
Metoda de calcul prezentată la 2.3.2 și programul RLD-V1 au fost verificate pe cele 3 modele prezentate la 2.3.4, constatându-se că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile pe respectivele modele, abaterile fiind în general sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, această limită este depășită. Aceste abateri se justifică prin complexitatea hidrodinamicicii navei pe valuri, în care alături de navă participă și mase de apă adițională greu de estimat cu precizie, iar fenomenele de amortizare sunt la fel de greu de determinat cu precizie. De asemenea, distribuția de greutăți a modelor a fost adoptată făra a avea suficiente date. Totuși, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile, așa încât se poate considera că metoda și programul RLD-V1, furnizează rezultate care pot fi luate în considerare în studiile din domeniu. De remarcat că pe baza acestei metode, eforturile secționale maxime calculate au valori acoperitoare față de măsurătorile efectuate pe modele, ceea ce înseamnă că se poate avea încredere în valorile calculate în sensul că nu vor fi depășite. Se recomanda ca sa se efectueze calculele cu ambele variante ale metodei, în aprecierea eforturilor secționale.
Programul poate constitui un reper față de alte instrumente de calcul a hidrodinamicii navei și permite, prin modificări corespunzătoare, să se răspundă noilor cerințe ce apar în reglementările din domeniu naval, să se analizeze un spectru larg de situații de încărcare și navigație, să se abordeze noi teme de cercetare sau să se utilizeze nucleul cod pentru elaborarea de noi programe cu destinație specifică cum ar fi programele de determinare a eforturilor secționale pe termen scurt și lung în vederea calculelor la oboseală a navelor.
Cu ajutorul programului s-au efectuat calculele prezentate în tabelele 2.3.4 și 2.3.6, ce s-au comparat cu măsurătorile pe modele, constatându-se că până la Fn = 0,20, este suficientă o verificare a rezistenței longitudinale a navei la acțiunea valurilor, doar prin așezarea cvasi-statică, procedură ce este mai simplu de aplicat.
Program de calcul nelinear al parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova, considerând amortizarea lineară
Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea prin calcul nelinear a parametrilor de oscilație ai navei, precum și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova considerând amortizarea liniară.
Programul este destinate activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
Metoda de calcul nelinear considerând amortizare lineară
Soluțiile sistemului linear (2.3.106) sunt determinate la momentele indicate de relațiile (2.3.107), însă între aceste momente, distribuția maselor adiționale, a amortizării și a presiunilor în lungul navei se schimbă continuu, după o funcție ce se poate considera că variază cosinusoidal urmărind profilul valului, așa cum a fost arătat la 2.3.2. În același timp, oscilațiile navei și contribuie și ele la schimbarea acestor distribuții în lungul navei, așa încât dinamica navei pe valuri în realitate este nelineară așa cum o atestă și diagrama din fig. 2.4.1 preluată din [68] (în care se prezintă variația în timp a momentului încovoietor la mijlocul unui model, determinată prin masurători și prin calcul linear), dar pe intervale mici de timp se poate lineariza.
Fig. . – Variația în timp a momentului încovoietor la mijlocul unui model, determinată prin masurători și prin calcul linear [68]
Pe un asemenea interval mic de timp, plecând de la relațiile (2.3.79) și (2.3.80), se obține un sistem de 2 ecuații diferențiale, similar sistemului (2.3.81), având forma:
(2.4.1)
unde însă coeficienții și termenii liberi sunt determinați cu formulele:
(2.4.2)
(2.4.3)
(2.4.4)
(2.4.5)
(2.4.6)
(2.4.7)
(2.4.8)
(2.4.9)
(2.4.10)
(2.4.11)
(2.4.12)
(2.4.13)
(2.4.14)
(2.4.15)
(2.4.16)
(2.4.17)
(2.4.18)
Cota 0(x,,,,t) reprezintă cota la care se găsește suprafața apei calme față de care se raportează nava și care se schimbă în timp funcție de oscilațiile navei.
Deși sistemul de ecuații diferențiale de ordinul doi (2.4.1), este neliniar, pe intervale mici de timp se poate considera că masele adiționale, amortizarea și efectul Smith sunt lineare astfel că acest sistem este, de asemenea, linear pe asemenea intervale, iar soluția sa stabilizată variază după o lege cosinusoidală ca a sarcinilor exterioare, astfel încât se poate admite că este dată de relațiile (2.3.100) și (2.3.101).
Înlocuind în (2.4.1) aceste relații și grupând după cos și sin, se obține sistemul de două ecuații în care necunoscutele sunt 1, 2, 1, 2 :
(2.4.19)
unde:
(2.4.20)
(2.4.21)
(2.4.22)
(2.4.23)
(2.4.24)
Deoarece sunt numai două ecuații, cele 4 necunoscutele 1, 2, 1, 2, se determină din echilibrarea navei la capetele intervalelor de timp, definite de formulele:
(2.4.25)
unde:
NT – nr. de intervale de timp în care se divide perioada de oscilație,
rezultând pentru fiecare interval p, un sistem de 4 ecuații neliniare, cu necunoscutele p1, p2, p1, p2, ce se poate scrie sub următoarea forma matricială :
(2.4.26)
unde:
(2.4.27)
(2.4.28)
(2.4.29)
(2.4.30)
(2.4.31)
(2.4.32)
(2.4.33)
(2.4.34)
(2.4.35)
(2.4.36)
(2.4.37)
(2.4.38)
(2.4.39)
(2.4.40)
(2.4.41)
(2.4.42)
(2.4.43)
(2.4.44)
(2.4.45)
(2.4.46)
(2.4.47)
(2.4.48)
(2.4.49)
(2.4.50)
(2.4.51)
(2.4.52)
(2.4.53)
(2.4.54)
(2.4.55)
(2.4.56)
(2.4.57)
(2.4.58)
(2.4.59)
(2.4.60)
(2.4.61)
(2.4.62)
(2.4.63)
(2.4.64)
(2.4.65)
(2.4.66)
(2.4.67)
(2.4.68)
(2.4.69)
(2.4.70)
(2.4.71)
(2.4.72)
(2.4.73)
Rezolvarea sistemului neliniar (2.4.26), se efectuează prin metoda aproximațiilor succesive, într-o versiune adaptată formei acestui sistem. Algoritmul acestei metode constă în găsirea soluției finale prin iterații successive, pornind de la o soluție inițială: , care este utilizată la calculul matricei Ap(Xp(0)) și vectorului Fp(Xp(0)).
Cunoscând matricea sistemului și membrul drept al acestuia, se determină soluția la prima iterație cu relația:
(2.4.74)
Generalizând, soluția la pasul k se determină cu relația:
(2.4.75)
procesul continuând până se îndelinesc condițiile:
(2.4.76)
(2.4.77)
unde:
(2.4.78)
(2.4.79)
(2.4.80)
(2.4.81)
(2.4.82)
(2.4.83)
După găsirea soluției, plecând de la relațiile (2.3.72) și (2.3.78) se calculează forța tăitoare suplimentară și momentul încovoietor suplimentar la deplasarea navei pe valuri, pe fiecare interval de timp p, în lungul navei, cu formulele :
(2.4.84)
(2.4.85)
unde:
(2.4.86)
(2.4.87)
(2.4.88)
(2.4.89)
unde:
(2.4.90)
(2.4.91)
(2.4.92)
(2.4.93)
Metoda aproximațiilor succesive, expusă mai sus, are dezavantajul că în zonele de rezonanță, devine divergentă și-n acest caz trebuie utilizată metoda de integrare în timp -Newmark prezentată în [60] și [73], adaptată și dezvoltată pentru rezolvarea sistemului (2.4.1).
Conform acestei metode, perioada de oscilație se împarte în NT intervale suficient de mici de durată Δt, delimitate de timpii definiți de (2.4.25), pe care se consideră că accelerația este constantă și egală cu media aritmetică a valorilor de la capetele acestor intervale, așa încât există relațiile:
(2.4.94)
(2.4.95)
(2.4.96)
(2.4.97)
(2.4.98)
(2.4.99)
unde:
(2.4.100)
(2.4.101)
(2.4.102)
(2.4.103)
(2.4.104)
(2.4.105)
(2.4.106)
(2.4.107)
(2.4.108)
(2.4.109)
care introduse în sistemul 2.4.1, pentru intervalul p, acesta ia forma:
(2.4.110)
unde :
(2.4.111)
(2.4.112)
(2.4.113)
(2.4.114)
(2.4.115)
(2.4.116)
(2.4.117)
(2.4.118)
(2.4.119)
(2.4.120)
(2.4.121)
(2.4.122)
Sistemul de 2 ecuații neliniare, cu necunoscutele și se poate scrie sub următoarea forma matricială :
(2.4.123)
unde:
(2.4.124)
(2.4.125)
(2.4.126)
(2.4.127)
(2.4.128)
(2.4.129)
(2.4.130)
(2.4.131)
(2.4.132)
(2.4.133)
(2.4.134)
(2.4.135)
(2.4.136)
(2.4.137) (2.4.138)
(2.4.139)
(2.4.140)
(2.4.141) (2.4.142)
(2.4.143)
(2.4.144)
(2.4.145)
(2.4.146)
(2.4.147)
(2.4.148)
(2.4.149)
(2.4.150)
(2.4.151)
Rezolvarea sistemului (2.4.110), se efectuează prin metoda Gauss,
(2.4.152)
iar ceilalți parametrii de mișcare se determină matricial cu relațiile:
(2.4.153)
(2.4.154)
Metoda integrativă în timp descrisă mai sus se parcurge pas cu pas pe fiecare interval mic p, pe toată perioada de oscilație. Deoarece fenomenul este nelinear, matricea sistemului și membrul drept fiind dependente de soluție, pentru gasirea valorilor acesteia stabilizate aplicând această metodă, se recurge la rezolvarea iterativă a sistemului (2.4.1), prin procedura aproximațiilor succesive, într-o versiune adaptată formei acestui sistem.
Algoritmul constă în găsirea soluției finale prin iterații successive, pornind de la o soluție inițială: , care este utilizată la calculul matricei Ap(Xp(0)) și vectorului Ep(Xp(0)).
Cunoscând matricea sistemului și membrul drept al acestuia, se determină soluția la prima iterație cu relația:
(2.4.155)
Generalizând, soluția la pasul k se determină cu relația:
(2.4.156)
procesul continuând până se îndelinesc condițiile la sfârșitul perioadei de oscilație:
(2.4.157)
(2.4.158)
După găsirea soluției, plecând de la relațiile (2.3.72) și (2.3.78) se calculează forța tăitoare suplimentară și momentul încovoietor suplimentar la deplasarea navei pe valuri, pe fiecare interval de timp p, în lungul navei, cu formulele :
(2.4.159)
(2.4.160)
Descrierea programului
Pe baza metodei de calcul prezentate la 2.4.2, a fost elaborat programul RLD-V1N, al cărui cod a fost scris în limbajul Visual-FORTRAN, ce se poate executa pe calculatoare de 32 sau 64 bits sub sistemul de operare Windows XP sau o versiune mai nouă.
Schema logică de principiu a programului este prezentată in fig. 2.4.2.
Afișarea datelor de intrare și a rezultatelor calculelor este realizată tabelar și grafic similar ca la programul RLD-V1.
Fig. . – Schema logică de principiu a programului RLD-V1N de calcul a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia la navigația pe valuri din prova pe baza metodei propuse considerând amortizarea liniară
Verificarea metodei de calcul și a programului RLD-V1N
Verificarea metodei de calcul prezentată la 2.4.2 și a programului RLD-V1N s-a efectuat prin compararea rezultatelor calculelor cu măsurătorile efectuate pe modelul de încercări în bazinul Mejiro, prezentat în lucrarea [70] și descris la 2.3.4.
În acest caz, verificarea metodei și a programului RLD-V1N, s-a efectuat prin analiza directă a variației în timp a elongațiilor oscilațiilor pe verticală și de tangaj, precum și a variației tensiunii din punte la mijlocul modelului. Aceste variații sunt prezentate grafic în fig. 2.4.3– 2.4.5 pentru 3 regimuri de navigație.
Din analiza diagramelor prezentate în aceste figuri, se constată că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile pe model, abaterile fiind în general tot sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, această limită este depășită. Ca și-n cazul celorlalte modele, aceste abateri se justifică prin complexitatea hidrodinamicicii navei pe valuri, în care alături de navă participă și mase de apă adițională greu de estimat cu precizie, iar fenomenele de amortizare sunt la fel de greu de determinat cu precizie. De asemenea, distribuția de greutăți a modelului Mejiro a fost adoptată făra a avea suficiente date. Totuși, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile.
Calculele de mai sus, arată că în cazul modelului Mejiro, metoda bazată pe “Teoria fâșiilor modificată” dă rezultate mai apropiate de măsurători decât dacă este bazată pe “Teoria fâșiilor ordinară”, însă diferențele sunt mici. O apropiere mai mare a rezultatelor calculelor de măsurători ar fi posibilă printr-o mai bună apreciere a maselor adiționale și a amortizării.
Pe baza acestor constatări, se poate considera că metoda și programul RLD-V1N, sunt acceptabile în urma verificării pe modelul Mejiro. De remarcat că dacă se analizează amplitudinea eforturile secționale calculate față de valoarea medie se observă că diferențele între calcule și măsurători sunt mai apropiate. Aceasta se datorează probabil faptului că la măsurători s-au suprapus și tensiunile din apă calmă.
În tabelul 2.4.1 s-a efectuat și o comparație a tensiunii maxime din punte la așezarea cvasi-statică a modelului Mejiro, pe un val egal cu lungimea navei luând în considerare efectul Smith, cu tensiunile maxime măsurate și calculate ca răspuns dinamic la valuri cu aceleași caracteristici când Fn a avut valorile 0,000, 0,182 și 0,365. . Se constată că tensiunile generate de valul cvasi-static au valori apropiate de maximele tensiunilor măsurate pe model sau calculate când Fn este egal cu 0,200 și că până la Fn = 0.20 sunt acoperitoare față de cele măsurate și calculate.
Tabel 2.4.1 – Amplitudinea tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 0.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 1,39 m/s.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 2,80 m/s.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Comentarii și concluzii
Programul RLD-V1N de calcul nelinear a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova, constituie o realizare proprie și reprezintă un instrument util activității de proiectare și cercetare pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei.
Programul a fost elaborat pe baza metodei clasice, prezentată in lucrările [58], [59] și [60], utilizând „Teoria fășiilor ordinară” și „Teoria fășiilor modificată”, dezvoltată de autor într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, introducând o serie de considerente noi:
determinarea ecuațiile de echilibru dinamic pe intervale mici;
determinarea corespunzator acestor intervale, a maselor de apă adițională, a amortizării și a efectului Smith luând în considerare dependența acestora și de oscilațiile navei și de parametrii valului, astfel încât matricea sistemului linear al ecuațiilor de echilibru nu mai este simetrică așa cum este redată în mod obișnuit în literatura de specialitate;
prezentarea formulelor complete de calcul a eforturilor secționale induse de valuri, ce nu au fost găsite în literatura de specialitate.
calculul și afișarea grafică în timp real a mișcărilor navei și a diagramei eforturilor secționale.
Metoda de calcul prezentată la 2.4.2 și programul RLD-V1N au fost verificate pe modelul Mejiro prezentat în lucrarea [70] și descris la 2.3.4., constatându-se că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile, abaterile fiind în general sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, această limită este depășită. Totuși, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile, așa încât se poate considera că metoda și programul RLD-V1N, furnizează rezultate care pot fi luate în considerare în studiile din domeniu. Se recomanda ca sa se efectueze calculele cu ambele variante ale metodei, în aprecierea eforturilor secționale.
În tabelul 2.4.2 se face o comparație a calculelor furnizate de acest program cu cele obținute cu programul RLD-V1, precum și cu măsurătorile de pe model.
Tabel 2.4.2 – Amplitudinea tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2
Se constată că abaterile între rezultatele obținute cu cele 2 programe sunt mici cu mențiunea că rezultatele programului RLD-V1N sunt mai apropiate de măsurători, dar cu observația că în zona de rezonanță ce apare la viteza de 1,39 m/s, rezultatele programului RLD-V1 sunt mai apropiate de măsurători.
Calculele prezentate în tabelul 2.4.2, indică faptul că până la Fn = 0,20, este suficientă o verificare a rezistenței longitudinale a navei la acțiunea valurilor, doar prin așezarea cvasi-statică, procedură ce este mai simplu de aplicat.
Programul poate constitui un reper față de alte instrumente de calcul a hidrodinamicii navei și permite, prin modificări corespunzătoare, să se răspundă noilor cerințe ce apar în reglementările din domeniu naval, să se analizeze un spectru larg de situații de încărcare și navigație, să se abordeze noi teme de cercetare sau să se utilizeze nucleul cod pentru elaborarea de noi programe cu destinație specifică cum ar fi programele de determinare a eforturilor secționale pe termen scurt și lung în vederea calculelor la oboseală a navelor.
Program de calcul neliniar al parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova, considerând amortizarea pătratică
Obiectul și destinația programului
Programul permite determinarea parametrilor de oscilație ai navei, precum și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova considerând amortizarea proporțională cu pătratul vitezei.
Programul este destinat activităților de cercetare, proiectare și evaluare a stării tehnice a navelor aflate în exploatare.
Metoda de calcul nelinear considerând amortizare pătratică
Studiile teoretice și încercările de laborator au stabilit că rezistența la deplasarea unui corp rigid într-un fluid FR, nu este proporțională cu viteza corpului în fluid, așa cum s-a considerat în analiza de mai sus, prezentată în literatura de specialitate pentru un calcul comod, ci cu pătratul vitezei, fiind dată de relația indicată în [71]:
(2.5.1)
unde:
F – densitatea fluidului;
AC – aria proiecției corpului ce se deplaseaza în fluid pe un plan perpendicular pe direcția de deplasare a fluidului ;
CD – coeficientul de rezistență la deplasare ce depinde de forma corpului ce se deplaseaza în fluid. Valorile acestuia se pot găsi în [72];
VF – viteza relativă dintre fluid și corp;
Ținând cont de această relație, formula (2.3.46) de calcul a sarcinile de inertie ale masei distribuită de apă adițională a elementului, cuplate cu cele de amortizare hidrodinamică, conform „Teoriei fășiilor ordinară”, poate fi reconsiderată după cum urmează:
(2.5.2)
unde produsul , poate fi dezvoltat sub forma:
(2.5.3)
unde:
M33(x,ζ,,t) – masa de apă adițională determinată în același mod ca în cazul metodei clasice, dar luând în considerare și oscilațiile navei;
N33(x, ζ,,t) – coeficientul de amortizare determinat cu relația:
(2.5.4)
În plus față de aceste considerente, distribuția de presiuni în lungul navei se schimbă continuu, după o funcție ce se poate considera că variază cosinusoidal urmărind profilul valului, așa cum a fost definită de relația (2.3.22) pentru intervale mari de timp, sau liniar ori este constantă, pe intervale mici de timp, așa cum a fost definită de relația (2.3.25), respectiv (2.3.27). În același timp, oscilațiile navei și contribuie și ele la schimbarea distribuției de presiuni în lungul navei, așa încât dinamica navei pe valuri în realitate este complexă și neliniară, dar se poate modela matematic mai exact pe intervale mici de timp.
Pe un asemenea interval mic de timp, plecând de la relațiile (2.3.79) și (2.3.80), se obține un sistem de 2 ecuații diferențiale, similar sistemului (2.3.81), având forma:
(2.5.5)
unde însă coeficienții și termenii liberi sunt determinați cu formulele:
(2.5.6)
(2.5.7)
(2.5.8)
(2.5.9)
(2.5.10)
(2.5.11)
(2.5.12)
(2.5.13)
(2.5.14)
(2.5.15)
(2.5.16)
(2.5.17)
(2.5.18)
(2.5.19)
(2.5.20)
(2.5.21)
– se determină cu relația (2.4.16).
Deși sistemul de ecuații diferențiale de ordinul doi (2.5.5), este neliniar, pe intervale mici de timp, se consideră că masele adiționale, amortizarea și efectul Smith sunt lineare astfel că și acest sistem este de asemenea linear pe asemenea intervale, iar soluția sa stabilizată variază după o lege cosinusoidală ca a sarcinilor exterioare, astfel încât se poate admite că este dată de relațiile (2.3.100) și (2.3.101).
Inlocuind în (2.5.5) aceste soluții și grupând după cos și sin, se obține sistemul de două ecuații în care necunoscutele sunt 1, 2, 1, 2:
(2.5.22)
unde:
(2.5.23)
(2.5.24)
(2.5.25)
(2.5.26)
– se determină cu relația (2.4.22).
Deoarece sunt numai două ecuații de echilibru, cele 4 necunoscutele 1, 2, 1, 2, se determină din echilibrarea navei la limitele intervalelor de timp, definite de relațiile:
(2.5.27)
rezultând pentru fiecare interval p, un sistem de 4 ecuații neliniare, cu necunoscutele p1, p2, p1, p2, ce se poate scrie sub următoarea forma matricială :
(2.5.28)
unde:
(2.5.29)
(2.5.30)
(2.5.31)
(2.5.32)
(2.5.33)
(2.5.34)
(2.5.35)
(2.5.36)
(2.5.37)
(2.5.38)
(2.5.39)
(2.5.40)
(2.5.41)
(2.5.42)
(2.5.43)
(2.5.44)
(2.5.45)
(2.5.46)
(2.5.47)
(2.5.48)
(2.5.49)
(2.5.50)
(2.5.51)
(2.5.52)
(2.5.53)
(2.5.54)
(2.5.55)
(2.5.56)
(2.5.57)
(2.5.58)
(2.5.59)
2.5.60)
(2.5.61)
(2.5.62)
(2.5.63)
(2.5.64)
(2.5.65)
(2.5.66)
(2.5.67)
(2.5.68)
(2.5.69)
(2.5.70)
(2.5.71)
(2.5.72)
(2.5.73)
(2.5.74)
(2.5.75)
(2.5.76)
(2.5.77)
(2.5.78)
(2.5.79)
(2.5.80)
(2.5.81)
Rezolvarea sistemului neliniar (2.5.28), se efectuează prin metoda aproximațiilor succesive, într-o versiune adaptată formei acestui sistem. Algoritmul acestei metode constă în găsirea soluției finale prin iterații successive, pornind de la o soluție inițială: , care este utilizată la calculul matricei Ap(Xp(0)) și vectorului Fp(Xp(0)).
Cunoscând matricea sistemului și membrul drept al acestuia, se determină soluția la prima iterație cu relația:
(2.5.82)
Generalizând, soluția la pasul k se determină cu relația:
(2.5.83)
procesul continuând până se îndelinesc condițiile:
(2.5.84)
(2.5.85)
unde:
(2.5.86)
(2.5.87)
(2.5.88)
(2.5.89)
(2.5.90)
(2.5.91)
După găsirea soluției, plecând de la relațiile (2.3.72) și (2.3.78) se calculează forța tăitoare suplimentară și momentul încovoietor suplimentar la deplasarea navei pe valuri, pe fiecare interval de timp p, în lungul navei, cu formulele :
+ (2.5.92)
(2.5.93)
unde:
(2.5.94)
(2.5.95)
(2.5.96)
(2.5.97)
(2.5.98)
(2.5.99)
(2.5.100)
(2.5.101)
(2.5.102)
(2.5.103)
Metoda aproximațiilor succesive, expusă mai sus, are dezavantajul că în zonele de rezonanță, devine divergentă și-n acest caz trebuie utilizată metoda de integrare în timp -Newmark prezentată în [60] și [73], adaptată și dezvoltată pentru rezolvarea sistemului (2.5.1).
Conform acestei metode, perioada de oscilație se împarte în NT intervale suficient de mici de durată Δt, delimitate de timpii definiți de (2.5.27), pe care se consideră că accelerația este constantă și egală cu media aritmetică a valorilor de la capetele acestor intervale, așa încât există relațiile:
(2.5.104)
(2.5.105)
(2.5.106)
(2.5.107)
(2.5.108)
(2.5.109)
unde:
(2.5.110)
(2.5.111)
(2.5.112)
(2.5.113)
(2.5.144)
(2.5.115)
(2.5.116)
(2.5.117)
(2.5.118)
(2.5.119)
care introduse în sistemul 2.5.1, pentru intervalul p, acesta ia forma:
(2.5.120)
unde :
(2.5.121)
(2.5.122)
(2.5.123)
(2.5.124)
(2.5.125)
(2.5.126)
(2.5.127)
(2.5.128)
(2.5.129)
(2.5.130)
(2.5.131)
(2.5.132)
Sistemul de 2 ecuații neliniare, cu necunoscutele și se poate scrie sub următoarea forma matricială :
(2.5.133)
unde:
(2.5.134)
(2.5.135)
(2.5.136)
(2.5.137)
(2.5.138)
(2.5.139)
(2.5.140)
(2.5.141)
(2.5.142)
(2.5.143)
(2.5.144)
(2.5.145)
(2.5.146)
(2.5.147) (2.5.148)
(2.5.149)
(2.5.150)
(2.5.151) (2.5.152)
(2.5.153)
(2.5.154)
(2.5.155)
(2.5.156)
(2.5.157)
(2.5.158) (2.5.159)
(2.5.160)
(2.5.161)
(2.5.162)
(2.5.163)
(2.5.164)
(2.5.165)
Rezolvarea sistemului (2.5.120), se efectuează prin metoda Gauss,
(2.5.166)
iar ceilalți parametrii de mișcare se determină matricial cu relațiile:
(2.5.167)
(2.5.168)
Metoda integrativă în timp descrisă mai sus se parcurge pas cu pas pe fiecare interval mic p, pe toată perioada de oscilație. Deoarece fenomenul este nelinear, matricea sistemului și membrul drept fiind dependente de soluție, pentru gasirea valorilor acesteia stabilizate aplicând această metodă, se recurge la rezolvarea iterativă a sistemului (2.5.1), prin procedura aproximațiilor succesive, într-o versiune adaptată formei acestui sistem.
Algoritmul constă în găsirea soluției finale prin iterații successive, pornind de la o soluție inițială: , care este utilizată la calculul matricei Ap(Xp(0)) și vectorului Ep(Xp(0)).
Cunoscând matricea sistemului și membrul drept al acestuia, se determină soluția la prima iterație cu relația:
(2.4.169)
Generalizând, soluția la pasul k se determină cu relația:
(2.4.170)
procesul continuând până se îndelinesc condițiile la sfârșitul perioadei de oscilație:
(2.4.171)
(2.4.172)
După găsirea soluției, plecând de la relațiile (2.3.72) și (2.3.78) se calculează forța tăitoare suplimentară și momentul încovoietor suplimentar la deplasarea navei pe valuri, pe fiecare interval de timp p, în lungul navei, cu formulele :
(2.4.173)
(2.4.174)
Descrierea programului
Pe baza metodei de calcul prezentate la 2.5.2, a fost elaborat programul RLD-V2, al cărui cod a fost scris în limbajul Visual-FORTRAN, ce se poate executa pe calculatoare de 32 sau 64 bits sub sistemul de operare Windows XP sau o versiune mai nouă.
Schema logică de principiu a programului este prezentată in fig. 2.5.1.
Afișarea datelor de intrare și a rezultatelor calculelor este realizată tabelar și grafic similar ca la programul RLD-V1.
Fig. . – Schema logică de principiu a programului RLD-V2 de calcul a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia la navigația pe valuri din prova pe baza metodei propuse considerând amortizarea pătratică
Verificarea metodei de calcul și a programului RLD-V2
Verificarea metodei de calcul prezentată la 2.5.2 și a programului RLD-V2 s-a efectuat prin compararea rezultatelor calculelor cu măsurătorile efectuate pe modelul de încercări în bazinul Mejiro, prezentat în lucrarea [70] și descris la 2.3.4.
Și în acest caz, verificarea metodei și a programului RLD-V2, s-a efectuat prin analiza directă a variației în timp a elongațiilor oscilațiilor pe verticală și de tangaj, precum și a variației tensiunii din punte la mijlocul modelului. Aceste variații sunt prezentate grafic în fig. 2.5.2– 2.5.4 pentru 3 regimuri de navigație.
Din analiza diagramelor prezentate în aceste figuri, se constată că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile pe model, abaterile fiind în general tot sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, această limită este depășită. Ca și-n cazul celorlalte modele, aceste abateri se justifică prin complexitatea hidrodinamicicii navei pe valuri, în care alături de navă participă și mase de apă adițională greu de estimat cu precizie, iar fenomenele de amortizare sunt la fel de greu de determinat cu precizie. De asemenea, distribuția de greutăți a modelului Mejiro a fost adoptată făra a avea suficiente date. Totuși, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile.
Calculele de mai sus, arată că în cazul modelului Mejiro, metoda expusă la 2.5.2 permite obținerea de rezultate apropiate de măsurători. O apropiere mai mare a rezultatelor calculelor de măsurători ar fi posibilă printr-o mai bună apreciere a maselor adiționale și a amortizării.
Pe baza acestor constatări, se poate considera că metoda și programul RLD-V2, sunt acceptabile în urma verificării pe modelul Mejiro. De remarcat că dacă se analizează amplitudinea eforturile secționale calculate față de valoarea medie se observă că diferențele între calcule și măsurători sunt mai apropiate. Aceasta se datorează probabil faptului că la măsurători s-au suprapus și tensiunile din apă calmă.
În tabelul 2.5.1 s-a efectuat și o comparație a tensiunii maxime din punte la așezarea cvasi-statică a modelului Mejiro, pe un val egal cu lungimea navei luând în considerare efectul Smith, cu tensiunile maxime măsurate și calculate ca răspuns dinamic la valuri cu aceleași caracteristici când Fn a avut valorile 0,000, 0,182 și 0,365.
Se constată că tensiunile generate de valul cvasi-static au valori apropiate de maximele tensiunilor măsurate pe model sau calculate când Fn este egal cu 0,20 și că până la Fn = 0.20 pot fi considerate acoperitoare față de cele măsurate și calculate.
Tabel 2.5.1 – Amplitudinea tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 0.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 1,39 m/s.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Fig. . – Variația în timp a elongației oscilațiilor verticale și de tangaj și a momentului încovoietor când viteza modelului este 2,80 m/s.
Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
Comentarii și concluzii
Programul RLD-V2 de calcul nelinear a parametrilor de oscilație a navei și a eforturilor secționale suplimentare din corpul acesteia induse de valuri din prova, constituie o realizare proprie și reprezintă un instrument util activității de proiectare și cercetare pentru îmbunătățirea siguranței de construcție a navei.
Programul a fost elaborat pe baza metodei prezentate la 2.5.2 bazată pe ecuația Morisson în care amortizarea este considerate că variază cu pătratul vitezei și dezvoltată de autor într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, introducând o serie de considerente noi:
determinarea ecuațiile de echilibru dinamic pe intervale mici în care amortizarea este considerate că variază cu pătratul vitezei;
determinarea corespunzator acestor intervale, a maselor de apă adițională, a amortizării și a efectului Smith luând în considerare dependența acestora și de oscilațiile navei și de parametrii valului, astfel încât matricea sistemului linear al ecuațiilor de echilibru nu mai este simetrică așa cum este redată în mod obișnuit în literatura de specialitate;
prezentarea formulelor complete de calcul a eforturilor secționale induse de valuri, ce nu au fost găsite în literatura de specialitate.
calculul și afișarea grafică în timp real a mișcărilor navei și a diagramei eforturilor secționale.
Metoda de calcul prezentată la 2.5.2 și programul RLD-V2 au fost verificate pe modelul Mejiro prezentat în lucrarea [70] și descris la 2.3.4., constatându-se că rezultatele calculelor concordă cu măsurătorile, abaterile fiind în general sub 30% și doar în cazuri izolate, cum sunt zonele de rezonanță, această limită este depășită. Totuși, abaterile sunt similare cu cele prezentate în literatura de specialitate și acceptate ca fiind rezonabile, așa încât se poate considera că metoda și programul RLD-V2, furnizează rezultate care pot fi luate în considerare în studiile din domeniu.
În tabelul 2.2.2 se face o comparație a calculelor furnizate de acest program cu cele obținute cu programele RLD-V1 și RLD-V1N, precum și cu măsurătorile de pe model.
Tabel 2.5.2 – Valorile maxime și minime ale tensiunilor din punte la modelul Mejiro pentru 3 regimuri de navigație exprimate în daN/mm2
Grafic această comparație este prezentată în fig. 2.5.5.
Se constată că abaterile între rezultatele obținute cu cele 3 programe sunt mici cu mențiunea că rezultatele programului RLD-V2 sunt mai apropiate de măsurători, dar cu observația că în zona de rezonanță ce apare la viteza de 1,39 m/s, rezultatele programului RLD-V1N, varianta TFM, sunt ceva mai apropiate de măsurători. De asemenea, se observă că rezultatele programului RLD-V2 sunt mai apropiate de cele obținute cu programul RLD-V1, varianta TFN.
Calculele prezentate în tabelul 2.5.2, indică faptul că până la Fn = 0,20, este suficientă o verificare a rezistenței longitudinale a navei la acțiunea valurilor, doar prin așezarea cvasi-statică, procedură ce este mai simplu de aplicat.
Programul poate constitui principial un reper nou față de alte instrumente de calcul a hidrodinamicii navei pentru că ia în considerare amortizarea dependentă de pătratul vitezei, ceea ce apropie mai mult modelarea fenomenului de realitate. Prin modificări corespunzătoare, acesta permite să se răspundă noilor cerințe ce apar în reglementările din domeniu naval, să se analizeze un spectru larg de situații de încărcare și navigație, să se abordeze noi teme de cercetare sau să se utilizeze nucleul cod pentru elaborarea de noi programe cu destinație specifică cum ar fi programele de determinare a eforturilor secționale pe termen scurt și lung în vederea calculelor la oboseală a navelor.
Fig. . – Variația tensiunilor din punte în funcție de viteză când solicitarea este în arc sau în contraarc. Măsurătorile de pe modelul Mejiro sunt preluate din [70]
ÎMBUNĂTĂȚIREA SIGURANȚEI DE CONSTRUCȚIE A NAVELOR MARITIME PRIVIND REZISTENȚA LONGITUDINALĂ A CORPULUI ÎN STARE INTACTĂ
Generalități
Pentru a putea aduce îmbunătățiri la reglementările în vigoare privind rezistența longitudinală a corpului aliniate la metoda IACS [74], s-a făcut o analiză a acestora cu ajutorul instrumentelor prezentate la cap. 2 și acolo unde s-a constatat că pot fi completate sau pot fi îmbunătățite, s-au făcut propuneri fundamentate în acest scop.
Prezentarea metodei IACS
Pentru determinarea eforturilor secționale datorate valurilor ce apar în corpul navelor maritime, societățile de clasificare și-au aliniat metodele de calcul la cea stabilită în cadrul IACS [74.S11] pe baza experienței membrilor săi, pe baza unor lucrări ample de cercetare teoretică și experimentală pe modele și nave, precum și pe baza datelor statistice privind starea mării, obtinute prin măsurători pe arii largi și perioade scurte și lungi de timp.
Conform acestei metode, pentru navele maritime altele decât navele portcontainere, vrachiere și tancuri petroliere cu corp dublu, momentul încovoitor indus de valul ce apare cu o probabilitate de 10-8, la navigația pe mare pe direcția de propagare a valurilor, este dat de următoarele formule:
pentru încovoiere în arc:
[kN m] (3.2.1.)
pentru încovoiere în contraarc:
[kN m] (3.2.2)
unde:
L – Lungimea navei [m];
B – Lățimea navei [m];
kH= 190 – coeficient pentru încovoierea în arc;
kS = 110 – coeficient pentru încovoierea în contraaarc;
FM – factor de distribuție definit în tabelul 3.2.1;
CB – coeficientul bloc al navei la pescajul de plină încărcare;
C – Parametrul valului (reprezintă înălțimea valului, corectată datorită efectului Smith) determinat cu relațiile:
pentru L ≤ 90 m
pentru 90 ≤ L ≤ 300 m (3.2.3)
pentru 300 ≤ L ≤ 350 m
pentru 350 ≤ L ≤ 500 m
Tabel 3.2.1 – Factorul de distribuție FM
Forța tăietoare verticală indusă de valuri, ce apare într-o secțiune transversală a corpului, la navigația pe mare agitată, paralel cu direcția de propagare a valurilor, se determină conform metodei IACS, pentru aceeați categorie de nave, cu formula:
[kN] (3.2.4)
unde:
kQ= 30 – coeficient pentru forfecare;
FQ – factor de distribuție definit în tabelul 3.2.2 pentru forțe tăietoare pozitive și negative.
Tabel 3.2.2 – Factorul de distribuție FQ
Pentru navele portcontainer, IACS a propus metoda din [74.S11A] iar pentru vrachiere și tancuri petroliere cu corp dublu, metoda din [5.ch4.sec4.3], care sunt similare celei descris mai sus și se obțin rezultate apropiate.
Verificarea metodei IACS de determinare a eforturilor sectionale ale corpului navelor maritime induse de valuri bazată pe metoda de așezarea cvasi-statică a navei pe val
Verificarea eforturilor secționale induse de val, determinate conform IACS, se poate realiza prin calcule directe și au fost adoptate diverse metode pe baza unor ipoteze care să reducă complexitatea calculelor fără însă a afecta semnificativ corectitudinea rezultatelor calculelor față de valorile reale.
O primă metodă directa si eficienta constă în asezarea cvasi-statică a navei pe val, ce a fost descrisă la 2.2.
Metoda asigură obținerea unor rezultate precise la navigația pe valuri venind din pupa paralel cu direcția de deplasare a navei.
La așezarea pe val cvasi-static, trebuie să se țină cont de efectul Smith de reducere cu cca. 15% a presiunii hidrostatice pe adâncime ca urmare a miscării orbitale a particulelor din val.
Pentru determinarea eforturilor secționale suplimentare induse de un val cvasi-static in lungul navei, s-a utilizat programul RLS–V1 descris la 2.2 utilizând formulele:
pentru forța tăietoare suplimentara:
(3.3.1)
momentul încovoietor suplimentar în lungul navei:
(3.3.2)
unde:
QTW(x) – forța tăietoare totala la asezarea cvasi-statica pe val;
QSW(x) – forța tăietoare la asezarea statica pe apa calma [kN];
MTW(x) – momentul încovoietor total la asezarea cvasi-statica pe val;
MSW(x) – momentul încovoietor la asezarea statica pe apa calma [kNm].
Verificarea metodei IACS la un cargou de mărfuri generale de 15000 tdw
Metodologia de calcul a eforturilor secționale suplimentare induse de val cvasi-static în corpul navei, a fost aplicată la un cargou de marfuri generale de 15000 tdw prezentat în figura 3.3.1, pentru verificarea metodei IACS
Principalele caracteristici ale navei sunt indicate mai jos, planul transversal de forme este prezentat în figura 3.3.2, iar distribuția de greutățieste prezentată în figura 3.3.3.
Lmax = 162.30 m
L = 155.00 m
B = 22.20 m
D = 13.40m
T = 10.10m
Aceasta a fost așezată cvasi-static pe un val cu inaltimea corectată prin efectul Smith, egală cu valoarea C determinată cu formula (3.2.3), adică egal cu 8.997 m și o lungime egală cu lungimea navei, (valul real având înălțimea de 12.000 m, perioada de 9,96 s, lungime de 155 m și viteza de 15.6 m/s, apare cu probabilitate de 0.04% după cum indică măsurătorile statistice prezentate în [75]).
Rezultatele calculelor efectuate sunt prezentate tabelul 3.3.1 și grafic în figurile 3.3.4 și 3.3.5.
În același tabel și grafic sunt date și eforturile suplimentare induse de un val conform metodei IACS [74.S11].
Tabel 3.3.1 – Rezultatele comparative ale calculelor eforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru cargoul de 15000 tdw
Se constată că eforturile secționale suplimentare obținute prin calcule directe la așezarea statică a navei pe val, sunt mai mari decât cele obținute conform metodei IACS și deci aceste calcule directe sunt mai acoperitoare din punct de vedere al siguranței navei.
Momentele încovoietare suplimentare maxime determinate prin așezarea statică a navei pe val sunt cu până la 14% mai mari decât cele determinate după IACS, iar în cazul forțelor tăietoare, diferențele sunt mult mai mari, ajungând până la 51%, ceea ce înseamnă că relațiile indicate de IACS duc la subdimensionarea navelor din punct de vedere al eforturilor sectionale induse de val.
De asemenea, se observă că diferențele dintre eforturile secționale maxime când nava este așezată pe val cosinusoidal și val trohoidal sunt sub 10.7%, ceea ce permite aproximarea valului real trohoidal cu un val cosinusoidal în vederea realizării de analize a comportării navei pe valuri cu un efort mai mic dar menținând precizia rezultatelor în limite acceptabile.
Fig. . – Cargoul de 15000 tdw analizat
Fig. . – Planul transversal de forme al cargoului de 15000 tdw analizat
Fig. . – Distribuția de greutăți a cargoului de 15000 tdw analizat
Fig. . – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
Fig. . – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
Verificarea metodei IACS la un vrachier de 65000 tdw
De asemenea, metoda IACS a fost verificată și la un un vrachier de 65000 tdw prezentat în figura 3.3.6.
Principalele caracteristici ale navei sunt indicate mai jos, planul transversal de forme este prezentat în figura 3.3.7 iar distribuția de greutăți este prezentată în fig. 3.3.8.
Lmax = 254.10 m
L = 250.00 m
B = 32.20 m
D = 17.00m
T = 12.30m
Aceasta a fost așezată cvasi-static pe un val cu inaltimea corectată prin efectul Smith, egală cu valoarea C determinată cu formula (3.2.3), adică egal cu 10.396 m și o lungime egală cu lungimea navei, (valul real având înălțimea de 11.551 m, perioada de 12,65 s, lungime de 250 m și viteza de 19.8 m / s, apare cu probabilitate de 0.017% după cum indică măsurătorile statistice prezentate în [75]).
Rezultatele calculelor efectuate sunt prezentate tabelul 3.3.2 și grafic în figurile 3.3.9 și 3.3.10.
În același tabel și grafic sunt date și eforturie suplimentare induse de un val conform metodei IACS [74.S11].
Tabel 3.3.2 – Rezultatele comparative ale calculeloreforturilor secționale suplimentare induse de valuri pentru vrachierul de 65000 tdw
Și în acest caz, se constată că eforturile secționale suplimentare obținute prin calcule directe la așezarea statică a navei pe val, sunt mai mari decât cele obținute conform metodei IACS și deci aceste calcule directe sunt mai acoperitoare din punct de vedere al siguranței navei.
Momentele încovoietare suplimentare maxime determinate prin așezarea statică a navei pe val sunt cu până la 16.35% mai mari decât cele determinate după IACS, iar în cazul forțelor tăietoare, diferențele sunt tot așa de mari, ajungând până la 55.5%, ceea ce înseamnă că relațiile indicate de IACS duc la subdimensionarea navelor din punct de vedere al eforturilor sectionale induse de val.
De asemenea, se observă că diferențele dintre eforturile secționale maxime când nava este așezată pe val cosinusoidal și val trohoidal sunt sub 3%, ceea ce permite aproximarea valului real trohoidal cu un val cosinusoidal în vederea realizării de analize a comportării navei pe valuri cu un efort mai mic dar menținând precizia rezultatelor în limite acceptabile.
Fig. . – Vrachier de 65000 tdw analizat
Fig. . – Planul transversal de forme al vrachierului de 65000 tdw analizat
Fig. . – Distribuția de greutăți a vrachierului de 65000 tdw analizat
Fig. . – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachieruluide 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
Fig. . – Eforturi secționale suplimentareîn în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS
Verificarea metodei IACS de determinare a eforturilor sectionale ale corpului navelor maritime induse de valuri bazată pe metodele de așezare dinamică a navei pe val
Verificarea eforturilor secționale induse de val, determinate conform IACS, s-a realizat și la așezarea dinamică a navei pe val pe baza metodelor prezentate la 2.3 -2.5 și utilizând programele RLD–V1, RLD–V1N și RLD–V2.
În acest scop, s-au efectuat calcule comparative prezentate mai jos, pe cele 2 tipuri de nave descrise la 3.3.
Valorile momentelor încovoietoare determinate prin metoda liniară cu programul RLD-V1, au fost corectate ca urmare a neliniarității fenomenului, cu formulele indicate în [75], ce au fost determinate având în vedere metoda IACS [74]:
(3.4.1)
(3.4.2)
unde:
(3.4.3)
ML – momentul încovoietor determinat după metoda liniară cu programul RLD-V1;
Mh – momentul încovoietor în arc;
Ms – momentul încovoietor în contraarc;
Verificarea metodei IACS la cargoul de mărfuri generale de 15000 tdw
Pentru verificarea metodei IACS, eforturilor secționale suplimentare din corpul navei, induse de valuri la așezarea dinamică, au fost determinate mai întâi la cargoul de marfuri generale de 15000 tdw prezentat în figura 3.3.1.
Plecând de la valul convențional cu inaltimea corectată prin efectul Smith, egală cu valoarea C determinată cu formula (3.2.3), adică egal cu 8.997 m și o lungime egală cu lungimea navei, se determină parametrii valului real neafectat de efectul Smith, ce va fi utilizat în calculul dinamic. Acest val are înălțimea de 11.000 m, perioada de 9,96 s, lungime de 155 m și viteza de 15.6 m/s și apare cu probabilitate de 0.04% după cum indică măsurătorile statistice prezentate în [76].
Așezând nava dinamic pe un asemenea val, în urma calculelor se obțin rezultatele prezentate în tabelele 3.4.1 și 3.4.2, iar grafic în figurile 3.4.1 și 3.4.2.
În același timp sunt date și eforturile suplimentare induse de val conform metodei IACS [74.S11] și cele suplimentare la așezarea cvasi-statică.
Se constată că eforturile secționale suplimentare obținute prin calcule directe la așezarea dinamică a navei pe val, cresc odată cu viteza până ce numărul Froude Fn, depășește valoarea 0,20 după care tendința e de stabilizare și apoi de descreștere. Ca și la așezarea cvasi-statică, aceste eforturi ajung să fie mai mari decât cele obținute conform metodei IACS. Astfel, momentele încovoietare suplimentare maxime sunt în medie cu 50% mai mari decât cele determinate după IACS la viteza de peste 20 Nd, iar în cazul forțelor tăietoare, diferențele ajungând până la 80%, ceea ce înseamnă că relațiile indicate de IACS duc la subdimensionarea navelor din punct de vedere al rezistenței longitudinale.
Totuși până la Fn = 0,20, adică până la 15 Nd, momentele induse de valul dinamic sunt în medie cu 25% mai mari decât cele IACS, iar forțele tăietoare cu 50%.
De remarcat că până la Fn = 0,15, eforturile secționale determinate la așezarea cvasi-statică sunt în general mai mari decât cele determinate la așezarea dinamică.
În același timp se constată că până la Fn = 0.10, eforturile secționale calculate dinamic sunt în general sub valorile IACS.
Tabel 3.4.1 – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei
Tabel 3.4.2 – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei
Fig. . – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei
Fig. . – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw în funcție de viteza navei
Verificarea metodei IACS la vrachierul de 65000 tdw
Pentru verificarea metodei IACS, eforturilor secționale suplimentare din corpul navei, induse de valuri la așezarea dinamică, au fost determinate și pentru vrachierul de 65000 tdw prezentat în figura 3.3.6.
Plecând de la valul convențional cu inaltimea corectată prin efectul Smith, egală cu valoarea C determinată cu formula (3.2.3), adică egal cu 10.396 m și o lungime egală cu lungimea navei, se determină parametrii valului real neafectat de efectul Smith, ce va fi utilizat în calculul dinamic. Acest val are înălțimea de 14.000 m, perioada de 12,65 s, lungime de 250 m și viteza de 19.8 m/s și apare cu probabilitate de 0.017% după cum indică măsurătorile statistice prezentate în [76].
Așezând nava dinamic pe un asemenea val, în urma calculelor se obțin rezultatele prezentate în tabelele 3.4.3 și 3.4.4, iar grafic în figurile 3.4.3 și 3.4.4.
În același timp, în tabel, sunt date și eforturile suplimentare induse de val conform metodei IACS [74.S11] și cele suplimentare la așezarea cvasi-statică.
Se constată că eforturile secționale suplimentare obținute prin calcule directe la așezarea dinamică a navei pe val, cresc odată cu viteza până ce numărul Froude Fn, depășește valoarea 0,20 după care tendința e de stabilizare și apoi de descreștere. Ca și la așezarea cvasi-statică, aceste eforturi ajung să fie mai mari decât cele obținute conform metodei IACS. Astfel, momentele încovoietare suplimentare maxime sunt în medie cu 30% mai mari decât cele determinate după IACS la viteza de peste 20 Nd, iar în cazul forțelor tăietoare, diferențele ajungând până la 70%, ceea ce înseamnă că relațiile indicate de IACS duc la subdimensionarea navelor din punct de vedere al rezistenței longitudinale.
De remarcat că până la Fn = 0,15, adică până la 15 Nd, eforturile secționale determinate la așezarea cvasi-statică sunt în general mai mari decât cele determinate la așezarea dinamică.
În același timp se constată că până la Fn = 0.10, eforturile secționale calculate dinamic sunt în general sub valorile IACS.
Tabel 3.4.3 – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw în funcție de viteza navei
Tabel 3.4.4 – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw tdw în funcție de viteza navei
Fig. . – Valorile maxime ale forțelor tăietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw în funcție de viteza navei
Fig. . – Valorile maxime ale momentelor încovoietoare suplimentare induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw în funcție de viteza navei
Comentarii, concluzii și propuneri
Din cele prezentate la 3.4, rezultă că formulele stabilite de IACS pentru calculul eforturilor secționale induse de valuri în corpul navelor maritime, sunt depășite și duc la subdimensionarea elementelor structurale longitudinalea ale acestora.
Această constatare este certă pentru că eforturile secționale conform IACS au fost comparate mai întâi la 3.3, cu valorile obținute din așezarea cvasi-statică a navei pe val care furnizează valori cu grad mare de acuratețe. Acest caz de navigație se întâlnește frecvent când se navigă cu valuri din pupa.
Așezarea dinamică a navei pe val are anumite limite de aproximație a eforturilor, stabilite prin testarea metodelor și programelor de calcul prezentate la 2.3, 2.4 și 2.5, pe 3 modele de încercări, dar diferențele apărute între calcule și metoda IACS, depășesc aceste limite, așa încât și la așezarea dinamică, eforturile secționale calculate sunt cu certitudine mai mari decât cele IACS.
Subdimensionarea navelor în ceea ce privește eforturile secționale induse de valuri este confirmată de datele din Raportul MSC 75/5/2 de analiză a siguranței vrachierelor în perioada 1978-2000 realizat de Japonia pentru Comitetul de Siguranță Maritimă al IMO [77].
Aceste date arată că, din 1126 de decese, 69.70% a fost cauzate de avarii ale bordajului (785) [78].
De asemenea, s-a constatat că între 1982-2001, avariile bordajului au dus la scufundarea a 72 vrachiere clasice cu bordaj simplu și un singur vrachier cu dublu bordaj [78],
Ca urmare, problemele au intrat în atenția IMO, care a stabilit în [79] că grosimea minimă a învelișului bordajului vrachierelor cu înveliș simplu, trebuie să aibă cel puțin valoarea dată în următoarele formule:
unde:
c = 1,15 pentru inimile coastelor din dreptul magaziei din prova;
c = 1 pentru inimile coastelor din alte magazii.
Mai mult decât atât, această organizație a impus începând cu iulie 2006, prin Regula XII/6.2 din Convenția SOLAS, ca vrachierele cu lungimea de calcul de peste 150 m să aibă dublu bordaj [4].
Aceeași constatare este regăsită în [75] unde sunt semnalate depășiri cu până la 30% a momentelor încovoietoare determinate conform IACS de către valorile obținute prin calcule hidrodinamice directe, recurgând-se în asemenea cazuri la aprobarea directă a acestor valori de către societatea de clasificare. În acest sens IACS a publicat Recomandarea nr. 34 – Date privind valurile standard [80],.în care apar îndicații pentru determinare prin calcul hidrodinamic a momentului de încovoiere indus de valuri statistice măsurate în Atlanticul de Nord.
Având în vedere cele prezentate mai sus, în scopul îmbunătățirii siguranței de construcție a navei se propun următoarele:
– factorul kH din formula (3.2.1) să fie crescut cu aproximativ 10% și anume să aibă valoarea 210 în loc de 190;
– factorul kS din formula (3.2.2) să fie crescut cu aproximativ 20% și anume să aibă valoarea 130 în loc de 110;
– factorul kQ din formula (3.2.4) să fie crescut cu aproximativ 50% și anume să aibă valoarea 50 în loc de 30;
– formulele se vor multiplica cu factorul kF, ce introduce dependența de Fn :
(3.5.1)
Aceste propuneri modifică formulele IACS de determinare a eforturilor secționale induse de valuri, după cum urmează:
pentru momentul încovoietor în arc:
[kN m] (3.5.2)
pentru momentul încovoietor în contraarc:
[kN m] (3.5.3)
pentru forța tăietoare:
[kN] (3.5.4)
unde:
kH= 230 – coeficient pentru încovoierea în arc;
kS = 130 – coeficient pentru încovoierea în contraaarc;
kQ= 50 – coeficient pentru forfecare;
Prin aplicarea acestor formule revizuite, pentru cargoul de 15000 tdw, noile valori ale eforturilor secționale IACS induse de valuri sunt prezentate în tabelele 3.5.1 și, 3.5.2 iar grafic în fig. 3.5.1 și 3.5.2 comparativ cu valorile determinate prin calcule directe.
Pentru vrachierul de 65000 tdw, rezultatele acelorași calcule sunt prezentate în tabelele 3.5.3 și 3.5.4, iar grafic în fig. 3.5.3 și 3.5.4.
Tabel 3.5.1 – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Tabel 3.5.2 – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Tabel 3.5.3 – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Tabel 3.5.4 – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Din analiza rezultatelor prezentate în tabele de mai sus, se constată că formulele IACS revizuite acoperă suficient de bine valorile determinate prin calcule directe.
Acest fapt este confirmat și de diagramele din fig. 3.5.5 – 3.5.8, unde se prezintă variația în lungul navei a eforturile secționale la așezarea cvasi-statică pe val la viteza de 10Nd, comparativ cu cele IACS revizuite, avându-se în vedere că eforturile secționale cvasi-statice se determină cu exactitate și la acest regim de navigație sunt în general, mai mari decît cele calculate la așezarea dinamică pe val,.
Din analiza efectuată, rezultă ca formulele actuale IACS de determinare a eforturilor secționale suplimentare induse de valuri, trebuie corectate pentru că aceste eforturi sunt depașite semnificativ in situațiile reale și în special forțele tăietoare.
O confirmare în plus este adusă și de datele din tabelul 3.5.5 unde se compară eforturile secționale determinate prin calcul direct și după formulele IACS actuale și revizuite pentru 2 petroliere prezentate în [75]. Se constată că rezultatele calculelor directe depășesc cu până la 30% valorile obținute cu formulele actuale IACS și numai cu până la 10% pe cele obținute cu formulele propuse (3.5.2), (3.5.3) și (3.5.4).
Tabel 3.5.5 – Rezulate comparative la 2 petroliere prezentate în [75] pentru verificarea formulelor IACS revizuite
Fig. . – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Fig. . – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul cargoului de 15000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Fig. . – Valorile maxime revizuite ale forțelor tăietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Fig. . – Valorile maxime revizuite ale momentelor încovoietoare suplimentare IACS induse de valuri în corpul vrachierului de 65000 tdw tdw comparativ cu valorile determinate prin calcule directe
Fig. . – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
Fig. . – Eforturi secționale suplimentare în corpul cargoului de 15000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
Fig. . – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe creastă de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
Fig. . – Eforturi secționale suplimentare în corpul vrachierului de 65000 de tdw analizat la așezarea cvasi-statică pe gol de val împreună cu eforturile secționale determinate după formulele IACS revizuite
EVALUAREA PROBABILISTICĂ A REZISTENȚEI LONGITUDINALE A NAVELOR MARITIME AVARIATE
Prezentarea criteriilor aplicabile în prezent
Conform Regulilor Structurale Comune IACS [5], se consideră că siguranța navei avariate este asigurată, dacă sunt îndeplinite următoarele criterii deterministe atât pentru încovoierea în arc cât și pentru încovoierea în contraarc:
(4.1.1)
unde:
MSW-D – momentul încovoietor admisibil pe apă calmă în condiții de navigație cu nava avariată, din secțiunea curentă [kN m];
MWV – momentul încovoietor indus de val în condiții de navigație cu nava intactă,[kN m];
MUD – moment ultim pentru secțiunea transversală avariată a corpului [kN m];
SD – factor de siguranță pentru momentul încovoietor admisibil în apă calmă în condiții de avarie:
WD – factor de siguranță pentru momentul încovoietor indus de val în condiții de avarie:
RD – factor de siguranță pentru corp la încovoirea ultimă în plan vertical în condiții de avarie:
CNA – coefficient pentru axa neutră: pentru eșuări;
pentru coliziuni.
Deoarece aceste reguli nu tratează și rezistența la forfecare în caz de avariere a corpului, se propune verificarea acestei rezistențe după o relație similară cu relația (4.1.1), adică:
(4.1.2)
unde:
QSW-D – forța tăietoare admisibilă pe apă calmă în condiții de navigație cu nava avariată, din secțiunea curentă [kN];
QWV – forța tăietoare indusă de val în condiții de navigație cu nava intactă, [kN];
QUD – forța tăietoare ultimă pentru secț. transversală avariată a corpului [kN].
Extinderea avariei este considerată conform tabelului 4.1.1 și fig.4.1.1 pentru coliziuni și conform tabelului 4.1.2 și fig.4.1.2 pentru eșuări.
Tabel 4.1.1 – Extinderea avariei cauzată de coliziune
Tabel 4.1.2 – Extinderea avariei cauzată de eșuare
Fig. . – Extinderea avariei cauzată de coliziune [5]
Fig. . – Extinderea avariei cauzată de eșuare [5]
Evaluare probabilistică a rezistenței longitudinale a navelor maritime avariate
Pentru rezolvarea unei astfel de probleme se propune aplicarea unui concept probabilistic de tratare a siguranței de construcție a navei după avarie din punct de vedere al rezistenei reziduale longitudinale, care se bazează pe capacitatea de supraviețuire după avarie, ca mărime de apreciere a siguranței navei în condiții de avarie, denumită în continuare indice efectiv de rezistență longitudinală RL.
Acest concept probabilistic privind siguranța de construcție a navei după avarie privind rezistența reziduală longitudinală, este similar conceptului probabilistic de tratare a stabilității acesteia după avarie, reglementat de Convenția SOLAS 1974 [4] în Cap. II-1, Partea B-1 în vederea determinării probabilității de supraviețuire din punct de vedere al stabilității în condiții de avarie, caracterizată de indicele efectiv de compartimentare. Deși reglementările din această convenție, impun calculul probabilității de supravețuire din punct de vedere al stabilității navei pentru diverse condiții de avarie, nu se impune în respectiva convenție și calculul probabilității de supravețuire din punct de vedere al rezistenței reziduale longitudinale pentru asemenea condiții și nici în regulile altor societăți de clasificare nu se găsește o astfel de reglementare.
Filozofia care stă la baza conceptului probabilistic privind siguranța de construcție a navei după avarie, constă în faptul că două nave diferite cu aceiași indici efectivi de rezistență longitudinală RL, au acelaș grad de siguranță de construcție.
Efectele finale ale avarierii corpului navei sunt consecințe ale contribuției multor factori aleatori și influența lor este diferită pentru nave cu caracteristici diferite. De exemplu, la nave de dimensiuni similare cu cantități diferite de marfă, avarii de dimensiuni similare pot conduce la rezultate diferite datorită diferențelor structurale, de permeabilitate și pescaj. Masa și viteza navei, ce produce avaria, este o altă variabilă aleatoare.
Se poate constata că, în general, consecințele unei avarii tridimensionale la navă depind de următoarele:
.1 care compartiment sau grup de compartimente adiacente sunt avariate și inundate;
.2 rezistență la penetrare a corpului
.3 structurile longitudinale avariate ;
.4 pescaj, asietă și înclinare transversală ;
.5 permeabilitatea compartimentelor;
.6 starea mării;
.7 alți factori, cum ar fi asimetria încărcăturilor.
Unii dintre acești factori sunt interdependenți și relația dintre ei și efectele lor poate varia în diferite cazuri. In plus, efectul de rezistență la penetrare a corpului navei și structura longitudinală rămasă neavariată reprezintă factori deosebiți de importanți asupra consecințelor avariei.
Din aceste motive și din cauza complexității matematice, precum și a datelor insuficiente, pare a fi imposibilă o evaluare exactă sau directă a probabilității ca o anumită navă să supraviețuiască în cazul când suferă o avarie aleatoare. Cu toate acestea, acceptând unele aproximări sau raționamente calitative, o tratare logică a problemei poate fi realizată utilizând abordarea probabilistică ca bază pentru stabilirea unui criteriu comparativ de evaluare și reglementare a siguranței navelor.
Se poate demonstra prin teoria probabilităților că indicele efectiv de rezistență longitudinală RL, al navei se poate calcula pentru fiecare caz de încărcare ca suma probabilitățile de apariție a avariei la fiecare compartiment și fiecare grupă de două, trei, etc., compartimente adiacete înmulțite cu, respectiv, probabilitățile de suparaviețuire ale navei după asemenea avarii:
(4.2.1)
unde:
i reprezintă indicele fiecarui compartiment sau grup de compartimente luat în considerare,
pi indică probabilitatea ca numai compartimentul sau grupul de compartimente luat în considerare să poată fi avariat;
ri indică probabilitatea de supraviețuire după avarierea compartimentului sau grupului de compartimente luat în considerare;
Probabilitatea de apariție a unei avarii într-o anumită zonă a corpului și dimensiunile acesteia [81], (vezi fig.4.2.1) se pot determina pe baza înregistrărilor statistice privind avariile produse în exploatarea navelor.
Fig. . – Dimensiunile și amplasarea avariilor [81]
În fig. 4.2.2 – 4.2.5 se dau astfel de înregistrări sistematizate graphic pentru coliziuni, preluate din documentul IMO SLF/INF.7 [82], care la rândul său a fost elaborat având la bază proiectele GOALDS (GOAL based Damage Stability) și HARDER (Harmonization of rules and design rationale) finanțate încadrul UE.
Pe baza acestor date IMO a stabilit formulele de determinare a probabilității de apariție a unei avarii la bordaj prin coliziune în lungul navei pi, în vederea verificării probabilistice a stabilității de avarie pentru navele maritime de transport mărfuri generale, navele RO-RO și navele de pasageri, formule ce sunt indicate în Convenția SOLAS [4], în Cap.II-1, Partea B-1 și se determină pentru un compartiment sau un grup de compartimente avariate. Cu această probabilitate pi, se poate efectua și calculul indicelui efectiv de rezistență longitudinală RL.
Probabilitatea de supraviețuire ri, la coliziune se propune a se determina pentru fiecare caz de avarie ipotetică luat in considerare, în orice situație de încărcare inițială, cu relația:
(4.2.2)
Mărimile din formula (4.2.2) au fost definite la 4.1.
Fig. . – Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin coliziune [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
Nx – numărul de victime
Fig. . – Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
F(x) – funcția cumulativă a densității probabilistice
Fig. . – Înălțimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
F(x) – funcția cumulativă a densității probabilistice
Fig. . – Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin coliziune [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
F(x) – funcția cumulativă a densității probabilistice
Pentru determinarea eforturilor secționale ultime MUD și QUD al secțiunii transversale avariate a corpului, este necesară cunoașterea mărimii avariei. Aceasta trebuie să corespundă configurației și structurii compartimentului avariat și trebuie să aibă o astfel de mărime încât să producă cea mai mare reducere de rezistență a corpului. Pentru avaria unui compartiment din bord, se pot considera cel puțin dimensiunile avariei de bordaj definite în fig 4.1.1.
Totuși, dimensiunile avariei dintr-un compartiment din bord nu vor depăși valorile reglementate de Convenția SOLAS 1974 [5] și MARPOL [16], din tabelul 4.2.1, ce se produc cu o probabilitate de cca. 50% la un grad de încredere de 95%. Dacă se intenținează să se ia în considerare avarii cu grad de acoperire probabilistic de 97.5% și cu un grad de încredere de 95%, atunci extinderea longitudinală maximă a avariei va fi 0.225LS, iar extinderea transversală va fi de 0.5B
Tabel 4.2.1 – Extinderea avariei prin coliziune
Dacă o avarie cu dimensiuni mai mici decât acelea ale avariei maxime specificate în tabelul de mai sus, are consecințe mai grave, această avarie se va lua în considerare.
Dacă în calculul indicelui efectiv de rezistență RL, se iau în considerare cazuri de avarie limitate de structuri etanșe considerate intacte, dimensiunile avariilor vor fi limitate de aceste structuri.
Criteriul probabilistic de siguranță de construcție a unei nave maritime pentru asigurarea rezistenței longitudinale în situații de avarie, se propune a fi reprezentat (prin similitudine cu criteriul probabilistic de stabilitate de avarie cerut de Convenția SOLAS [4], în Cap.II-1, Partea B-1) de condiția ca suma indicilor parțiali efectivi de rezistență RLs, RLp și RLl pentru 3 pescaje reprezentative, să nu fie mai mică decăt indicele de rezistență longitudinală necesar RLo și de condiția suplimentară, ca indicii parțiali RLs, RLp și RLl să nu fie mai mici de 0,9RLo pentru navele de pasageri și 0,5RLo pentru navele de marfă, adică să fie îndeplinite relațiile:
(4.2.3)
pentru navele de pasageri (4.2.4)
pentru navele de mărfuri (4.2.5)
unde :
(4.2.6)
RLs – indicele efectiv de rezistență RL la pescajul maxim de compartimentare ds considerat a fi pescajul la liniei de încărcare de vară a navei;
RLp – indicele efectiv de rezistență RL la pescajul parțial de compartimentare considerat a fi pescajul minim de exploatare plus 60% din diferența dintre pescajul minim de exploatare și pescajul maxim de compartimentare;
RLl – indicele efectiv de rezistență RL la pescajul minim de exploatare considerat a fi pescajul de exploatare corespunzător încărcării minime prevăzute și volumului aferent tancurilor, incluzând totuși și balastul ce poate fi necesar pentru stabilitate și/sau imersiune. Navele de pasageri vor include încărcarea completă cu pasageri și echipaj la bord;
Indicele de rezistență necesar RLo se poate determină în conformitate cu Liniile directoare IMO de evaluare a siguranței în procesul de elaborare a reglementărilor [83].
Dacă se impune același nivel de siguranță probabilistică pentru rezistență generală după avarie ca și pentru stabilitatea de avarie, atunci indicele de rezistență necesar RLo, se poate determina cu aceleași formule din Convenția SOLAS, Cap.II-1, Partea B-1, Regula 6 , după cum urmează:
.1 la navele de marfă cu lungimea (Ls) mai mare de 100 m:
(4.2.7)
.2 la navele de marfă a căror lungime Ls este mai mare de 80 m, dar mai mică de 100 m:
(4.2.8)
unde RL1 este valoarea RL, calculată în conformitate cu formula din alineatul .1;
.3 la navele de pasageri:
(4.2.9)
unde:
Ls – Lungimea de compartimentare a navei este cea mai mare lungime de calcul din proiect a acelei părții din navă situată la nivelul punții sau punților sau sub puntea sau punțile care delimitează extinderea verticală de inundare atunci când nava este la pescajul maxim de compartimentare,
N = N1+2N2 (3.3.14)
N1 – numărul de persoane pentru care se prevăd bărci de salvare;
N2 – numărul de persoane (inclusiv ofițerii și echipajul) pe care nava este autorizată să-l transporte suplimentar față de N1.
.4 dacă condițiile de exploatare sunt astfel încât este imposibil de respectat în practică conformitatea pe baza formulei N =N1+2N2 și astfel încât se consideră că există un grad de pericol redus, se poate lua o valoare N mai mică, dar în nici un caz mai mică decât N =N1+N2.
Similar se poate verifica probabilistic rezistența longitudinală a navei la avaria fundului în urma eșuării navei. Pentru această verificare, se pot utiliza datele din înregistrările sistematizate graphic preluate din documentul IMO SLF 55/INF.7 (elaborat având la bază proiectele GOALDS și HARDER) și prezentate în fig. 4.2.6 – 4.2.9 [82].
Pentru avaria unui compartiment de la fund, se pot considera dimensiunile definite în fig. 4.1.2.
Dimensiunile maxime de calcul ale avariei fundului sunt considerate a fi cele reglementate de SOLAS 1974 și MARPOL conform tabelului 3.3.4 de mai jos:
Tabel 4.2.2 – Extinderea avariei prin eșuare
Fig. . – Localizarea probabilistică în lungul navei a avariei prin eșuare [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
Nx – numărul de victime
Fig. . – Lungimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
F(x) – funcția cumulativă a densității probabilistice
Fig. . – Lățimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
F(x) – funcția cumulativă a densității probabilistice
Fig. . – Adâncimea adimensională probabilistică a avariei prin eșuare [82]
f(x) – funcția densitate probabilistică
F(x) – funcția cumulativă a densității probabilistice
Comentarii și concluzii
Metoda de evaluare probabilistică a rezistenei reziduale longitudinale a corpului navelor avariate propusă la 4.2, reprezintă o modalitate modernă, elegantă și sintetică de apreciere a siguranței de construcție a acestora, aliniată la modul de analiză probabilistică a stabilității navelor avariate reglementat de Convenția SOLAS 1974 [4] și care și-a dovedit eficacitatea prin aplicarea sa.
Prin luarea în considerare a unui număr mare de cazuri de avarie, a căror influență este regăsită la indicele de rezistență longitudinală RL, funcție de probabilitatea de producere și de gradul de afectare a rezistenței longitudinale, se realizează o mai bună evaluare a siguranței de construcție a navei avariate.
Această metoda a fost prezentată principial, urmând a se stabili criterii de evaluare mai precise pe baza recomandărilor din [83] și apoi aplicată experimental. Dacă rezultatele obținute vor fi positive, se poate propune introducerea în normele tehnice de construcție a navelor.
EVALUAREA PROBABILISTICA A SUPRAVIEȚUIRII GLOBALE A NAVELOR MARITIME AVARIATE
Generalități
Necesitatea evaluării probabilistice a supraviețuirii globale a navelor maritime a apărut ca urmare a faptului că rezistența longitudinală și stabilitatea lor în condiții de avarie trebuie asigurate simultan pentru exploatarea acestora în sigurantă. La stabilirea metodei de evaluare s-a avut în vedere cele prezentate la cap. 4 și s-au utilizat instrumentele prezentate la 2.
Descrierea metodei de evaluare probabilistică a supraviețuirii globale a navelor maritime
Pentru evaluarea probabilistică globală a siguranței unei nave avariate, se propune aplicarea unui concept probabilistic, care se bazează pe capacitatea de supraviețuire globală a navei după avarie, ca mărime de apreciere a siguranței navei privind rezistența și stabilitatea, denumită în continuare indice efectiv de supravețuire SG.
Se poate demonstra prin teoria probabilităților că indicele efectiv de supravețuire SG, al navei pentru un caz de încărcare, se poate calcula ca suma probabilitățile de apariție a avariei la fiecare compartiment și fiecare grupă de două, trei, etc., compartimente adiacete înmulțite cu probabilitățile de suparaviețuire ale navei după asemenea avarii:
(5.2.1)
unde:
i reprezintă indicele fiecarui compartiment sau grup de compartimente luat în considerare,
pi indică probabilitatea ca numai compartimentul sau grupul de compartimente luat în considerare să poată fi avariat în urma unei coliziuni sau a unei eșuări. Pentru coliziuni, pi se determina conform Convenția SOLAS [4], în Cap.II-1, Partea B-1.
ri indică probabilitatea de supraviețuire din punct de vedere al rezistenței generale, după avarierea compartimentului sau grupului de compartimente luat în considerare și se determină cu formula:
(5.2.2)
Mărimile din formula (5.2.2) au fost definite la 4.1
si indică probabilitatea de supraviețuire din punct de vedere al stabilității, după avarierea compartimentului sau grupului de compartimente luat în considerare, și se determina conform Convenția SOLAS [4], în Cap.II-1, Partea B-1;
Criteriul global probabilistic de siguranță de construcție a unei nave maritime pentru asigurarea concomitentă a rezistenței generale și a stabilității în situații de avarie se propune a fi reprezentat (prin similitudine cu criteriul probabilistic de stabilitate de avarie cerut de Convenția SOLAS [4], în Cap.II-1, Partea B-1) de condiția ca suma indicilor parțiali efectivi de supravețuire SGs, SGp și SGl pentru 3 pescaje reprezentative, să nu fie mai mică decăt indicele de supravețuire necesar So și de condiția suplimentară, ca indicii parțiali SGs, SGp și SGl să nu fie mai mici de 0,9SGo pentru navele de pasageri și 0,5SGo pentru navele de marfă, adică să fie îndeplinite relațiile:
(5.2.3)
pentru navele de pasageri (5.2.4)
pentru navele de mărfuri (5.2.5)
unde :
(5.2.6)
SGs – indicele efectiv de supravețuire SG la pescajul maxim de compartimentare ds considerat a fi pescajul la liniei de încărcare de vară a navei;
SGp – indicele efectiv de supravețuire SG la pescajul parțial de compartimentare considerat a fi pescajul minim de exploatare plus 60% din diferența dintre pescajul minim de exploatare și pescajul maxim de compartimentare;
SGl – indicele efectiv de supravețuire SG la pescajul minim de exploatare considerat a fi pescajul de exploatare corespunzător încărcării minime prevăzute și volumului aferent tancurilor, incluzând totuși și balastul ce poate fi necesar pentru stabilitate și/sau imersiune. Navele de pasageri vor include încărcarea completă cu pasageri și echipaj la bord;
Indicele de supravețuire necesar SGo se poate determină în conformitate cu “Liniile directoare IMO de evaluare a siguranței în procesul de elaborare a reglementărilor” [83].
Dacă se impune același nivel de siguranță probabilistică pentru supraviețuirea globală după avarie ca și pentru stabilitatea de avarie, atunci indicele de supravețuire necesar So, se poate determina cu aceleași formule din Convenția SOLAS, Cap.II-1, Partea B-1, Regula 6 , după cum urmează:
.1 la navele de marfă cu lungimea (Ls) mai mare de 100 m:
(5.2.7)
.2 la navele de marfă a căror lungime Ls este mai mare de 80 m, dar mai mică de 100 m:
(5.2.8)
unde SG1 este valoarea SGo, calculată în conformitate cu formula (5.2.7);
.3 la navele de pasageri:
(5.2.9)
unde:
Ls – Lungimea de compartimentare a navei este cea mai mare lungime de calcul din proiect a acelei părții din navă situată la nivelul punții sau punților sau sub puntea sau punțile care delimitează extinderea verticală de inundare atunci când nava este la pescajul maxim de compartimentare,
N = N1+2N2
N1 – numărul de persoane pentru care se prevăd bărci de salvare;
N2 – numărul de persoane (inclusiv ofițerii și echipajul) pe care nava este autorizată să-l transporte suplimentar față de N1.
.4 dacă condițiile de exploatare sunt astfel încât este imposibil de respectat în practică conformitatea pe baza formulei N =N1+2N2 și astfel încât se consideră că există un grad de pericol redus, se poate lua o valoare N mai mică, dar în nici un caz mai mică decât N =N1+N2.
Comentarii și concluzii
Evaluarea pe baza criteriului global probabilistic de supraviețuire a navelor maritime avariate propus la 5.2, reprezintă o modalitate modernă, elegantă și sintetică de apreciere a siguranței de construcție a acestora, ce completează modul de analiză probabilistică a stabilității navelor avariate reglementat de Convenția SOLAS 1974 [4] și care și-a dovedit eficacitatea prin aplicarea sa.
Prin luarea în considerare a unui număr mare de cazuri de avarie, a căror influență este regăsită în indicele de supraviețuire SG, funcție de probabilitatea de producere și de gradul de afectare a rezistenței longitudinale și a stabilității, se realizează o evaluare mai completă a siguranței de construcție a navei avariate.
Această metoda a fost prezentată principial, urmând a se stabili criterii de evaluare mai precise pe baza recomandărilor din [83] și apoi aplicată experimental. Dacă rezultatele obținute vor fi pozitive, se poate propune introducerea în normele tehnice de construcție a navelor.
CONCLUZII GENERALE, CONTRIBUȚII ORIGINALE ȘI PERSPECTIVE
Concluzii generale
Obiectivul principal al tezei a fost, ca în urma unei activități de documentare și cercetare, să facă propuneri de îmbunătățire a cerințelor privind siguranța de construcție a navelor din reglementările internaționale și naționale și de creere de metode și instrumente de calcul care să permită evaluarea siguranței de construcție a navelor.
In acest sens au fost realizate următoarele :
analiza stadiului actual al reglementărilor privind siguranța de construcție a navelor și modul cum sunt puse în aplicare începând cu faza de proiectare, continuând pe timpul construcției, până în faza de exploatare;
propuneri de îmbunătățire a siguranței de construcție a navelor maritime prin:
mărirea rezistenței longitudinale a corpului acestora în urma revizuirii metodei actuale din reglementările internaționale, de calcul a eforturilor secționale induse de valuri. Această revizuire este necesară pentru că în urma analizei rezultatelor calculelor efectuate cu formulele actuale IACS de determinare a acestor eforturi și cele determinate prin calcule directe, s-a constatat că structura longitudinală a corpului navelor este subdimensionată și în special la forfecare, fapt confirmat de pierderile semnificative de vrachiere cu simplu corp. Din aceste considerente IMO a impus ca navele de acest tip, care depășesc lungimea de 150 m, să fie cu dublu corp ;
evaluarea probabilistică a rezistenței longitudinale a acestora în situații de avarie. O astfel de evaluare ar reprezintă o modalitate modernă, elegantă și sintetică de apreciere a siguranței de construcție a acestora, aliniată la modul de analiză probabilistică a stabilității navelor avariate reglementat de Convenția SOLAS 1974 [4] și care și-a dovedit eficacitatea prin aplicarea sa. Luarea în considerare a unui număr mare de cazuri de avarie, a căror influență este regăsită în indicele de rezistență longitudinală RL, funcție de probabilitatea de producere și de gradul de afectare a rezistenței longitudinale, permite o mai bună evaluare a siguranței de construcție a navei avariate ;
evaluarea probabilistica a supraviețuirii globale a acestora în situații de avarie . O astfel de evaluare ar reprezintă o modalitate modernă, elegantă și sintetică de apreciere a siguranței de construcție a acestora, ce completează modul de analiză probabilistică a stabilității navelor avariate reglementat de Convenția SOLAS 1974 [4] și care și-a dovedit eficacitatea prin aplicarea sa. Prin luarea în considerare a unui număr mare de cazuri de avarie, a căror influență este regăsită în indicele de supraviețuire SG, funcție de probabilitatea de producere și de gradul de afectare a rezistenței longitudinale și a stabilității, permite o evaluare mai completă a siguranței de construcție a navei avariate ;
adoptarea într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, a unei metode de determinare a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val cosinusoidal și trohoidal , precum și a liniei elastice a corpului, pe baza căreia a fost elaborat programul RLS-V1. Validarea metodei și a programului s-a realizat prin calcule directe. Aceste instrumente s-au dovedit deosebit de eficiente în activitatea de cercetare desfășurată în vederea stabilirii propunerilor de îmbunătățirea a siguranței de construcție a navei din punct de vedere al rezistenței longitudinale;
adoptarea într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, a unei metode de determinare lineară a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea dinamică pe val pe baza căreia a fost elaborat programul RLD-V1. Validarea metodei și a programului s-a realizat prin compararea rezultatelor calculelor obținute cu măsurătorile încercărilor pe 3 modele. Aceste instrumente au constituit un etalon pentru celelalte metode și programe realizate având în vedere numărul mare de validări la care a fost supus și s-au dovedit deosebit de eficiente în activitatea de cercetare desfășurată în vederea stabilirii propunerilor de îmbunătățirea a siguranței de construcție a navei din punct de vedere al rezistenței longitudinale;
adoptarea într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, a unei metode de determinare nelineară a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea dinamică pe val pe baza căreia a fost elaborat programul RLD-V1N, considerând amortizarea liniară în funcție de viteza navei. Validarea metodei și a programului s-a realizat prin compararea rezultatelor calculelor obținute cu măsurătorile încercărilor pe 1 model. Aceste instrumente au au permis o evaluare mai apropiată de realitate a eforturilor secționale, asigurând obținerea de rezultate utile în activitatea de cercetare desfășurată în cadrul tezei;
elaborarea unei metode originale de determinare nelineară a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea dinamică pe val pe baza căreia a fost elaborat programul RLD-V2, considerând amortizarea neliniară în funcție de pătratul viteza navei. Luarea în considerare în acest mod a amortizării constuie o noutate în studiul oscilațiilor verticale cuplate cu cele de tangaj ale navei, fiind o apreciere a fenomenului mai apropiată de realitate. Validarea metodei și a programului s-a realizat prin compararea rezultatelor calculelor obținute cu măsurătorile încercărilor pe 1 model. Aceste instrumente au permis evaluarea cea mai apropiată de realitate a eforturilor secționale, asigurând obținerea de rezultate deosebit de interesante în activitatea de cercetare desfășurată în vederea îmbunătățiri a siguranței de construcție a navei;
afișarea grafică în timp a oscilațiilor navei pe valuri și a eforturilor secționale în lungul navei de către programele menționate mai sus.
Din cele prezentate mai sus rezultă că în cadrul tezei, printr-o activitate de studiu și cercetare intensă, s-au realizat o serie de instrumente eficiente de calcul ce au permis atingerea scopului lucrării de a contribui prin propuneri fundamentate la îmbunătățirea cerințelor privind siguranța de construcție a navelor din reglementările internaționale și naționale.
Se poate considera ca prezenta teză contribuie și la o mai bună cunoaștere a fenomenelor complexe de hidrodinamică și rezistență ce apar la deplasarea navelor pe valuri sau la o mai bună evaluare probabilistică a siguranței de construcție a acestora în condiții de avarie, deschizând noi perspective de aprofundare a acestor domenii pentru activitatea de cercetare viitoare.
Contribuții originale
Pentru atingerea scopului propus al tezei, am adus o serie de contribuții originale dintre care mai împortante au fost:
studiul referitor la stadiului actual al reglementărilor privind siguranța de construcție a navelor și modul cum sunt puse în aplicare începând cu faza de proiectare, continuând pe timpul construcției, până în faza de exploatare
adoptarea într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, a unei metode de determinare a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea în apă calmă și la așezarea cvasi-statică pe val cosinusoidal și trohoidal , precum și a liniei elastice a corpului ;
elaborarea programului RLS-V1 pe baza metodei menționate mai sus ;
adoptarea într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, a unei metode de determinare lineară a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea dinamică pe val ;
elaborarea programului RLD-V1 pe baza metodei menționate mai sus ;
adoptarea într-un mod specific în vederea automatizării calculelor, a unei metode de determinare nelineară a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea dinamică pe val, considerând amortizarea liniară în funcție de viteza navei ;
elaborarea programului RLD-V1N pe baza metodei menționate mai sus ;
elaborarea unei metode originale de determinare nelineară a eforturilor secționale din corpul navei la așezarea dinamică pe val, considerând amortizarea neliniară în funcție de pătratul viteza navei. Metoda poate fi generalizată în întrega teorie a mecanicii oscilațiilor și vibrațiilor;
elaborarea programului RLD-V2 pe baza metodei menționate mai sus ;
afișarea grafică în timp a oscilațiilor navei pe valuri și a eforturilor secționale în lungul navei de către programele menționate mai sus
rezolvarea într-un mod specific a sistemelor de ecuații diferențiale neliniare ce descriu oscilațiile navei prin metoda aproximațiilor successive;
rezolvarea într-un mod specific a sistemelor de ecuații diferențiale neliniare ce descriu oscilațiile navei prin metoda -Newmark.;
propunere fundamentată de îmbunătățire a siguranței de construcție a navelor maritime prin de modificarea formulelor IACS de determinare a eforturilor secționale induse de valuri,
propunere de îmbunătățire a siguranței de construcție a navelor maritime prin evaluarea probabilistică a rezistenței longitudinale a acestora în situații de avarie.
propunere de îmbunătățire a siguranței de construcție a navelor maritime prin evaluarea probabilistica a supraviețuirii globale a acestora în situații de avarie .
Perspective viitoare de cercetare
Prezenta lucrare poate fi considerată că constituie o mică punte de legătură între rezultatele activității de cercetare desfășurate până în prezent și cea viitoare, creeind perspectva abordării unor noi teme cum ar putea fi :
îmbunătățirea metodelor de determinare a maselor de apă adițională la navă având în vedere că acestea variază în timp și în lungul navei ;
îmbunătățirea metodelor de determinare a coeficienților de amortizare lineară având în vedere că aceștia variază în timp și în lungul navei ;
îmbunătățirea metodelor de determinare a coeficienților de amortizare pătratică având în vedere configurația complexă a navei și faptul că aceștia variază în timp;
perfecționarea metodelor matematice de rezolvare a sistemelor de ecuații diferențiale neliniare în care și matricea sistemului și termenii liberi depind de soluție ;
extinderea metodelor și programelor de calcul de așezare a navei cvasi-statică și dinamică pe valuri cosinusoidale, la valuri statistice după diverse spectre și analiza la oboseală a ;
generalizarea metodelor și programelor de calcul de așezare a navei cvasi-statică și dinamică de la valuri din prova la valuri din orice direcție
extinderea metodelor și programelor de calcul de așezare dinamică pe valuri prin luarea în considerare a slammingului și a vibrațiilor corpului ;
completarea metodelor și programelor de calcul de așezare dinamică pe valuri statistice după diverse spectre, luând în considerare a slammingului și a vibrațiilor corpului, cu analiza la oboseală;
verificarea metodelor și a programelor de calcul prin efectuarea de măsurători la nave reale ;
aprofundarea cercetărilor pentru îmbunătățirea formulelor IACS de rezistență longitudinală pentru a se constru nave sigure în exploatare,
completarea metodei de analiză probabilistică a rezistenței longitudinale a navelor maritime avariate, cu studii privind probabilitățile de localizare a avariilor la fund și stabilirea criteriilor de evaluare conform [83];
completarea metodei de analiză probabilistică de supraviețuire globală a navelor maritime avariate, cu studii privind probabilitățile de localizare a avariilor la fund și stabilirea criteriilor de evaluare conform [83];
LISTA CU LUCRĂRI PUBLICATE ȘI PREZENTATE
Studiu asupra robusteții generale a navei pe mare agitată în vederea programării calculului – Buletinul Tehnic RNR, Nr.1, 1978;
Analiza torsiunii structurilor elastice cilindrice cu pereți subțiri – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 4, 1979;
Preocupări ale Registrului Naval Roman privind torsiunea navelor maritime cu deschideri mari în punți – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1981;
Analiza stării de solicitare la torsiune în apă calmă datorită distribuției asimetrice a greutatilor față de planul diametral – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 2, 1986;
Optimizarea profilelor elementelor de osatură ale navelor în conformitate cu Regulile RNR – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1986;
Considerații asupra aplicării cerințelor de rezistență longitudinală din Regulile RNR în realizarea unor nave sigure în exploatare și cu o structură de rezistență optimizată – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1989;
Sistemul informatic de urmărire a comportării în exploatare a produselor navale – parte integranta din sistemul de asigurare a calității navelor – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 4, 1989;
Desfășurarea activității de reclasificare continuă sub asistența calculatoarelor personale compatibile IBM-PC – Buletinul Tehnic RNR, Nr. 3, 1991;
Strength Analysis of Legs of Self Elevating Drilling Units in Transit Conditions – Analele Universitatii Dunarea de Jos din Galati, Fasc. X-Mecanica Aplicata, 2008 – ISSN 1221-4612
Aspect on structural scantlings of small crafts building from composite materials – 5th Conference ”Advanced Composite Materials Engineering” COMAT 2014 16 – 17 October 2014, Brașov
Transom strengthening of rigid inflatable boat (RIB) to increase propulsion power– 5th Conference ”Advanced Composite Materials Engineering” COMAT 2014 16 – 17 October 2014, Brașov
Design Solutions for Jack up Platform Retrofitting – World Journal of Engineering and Technology,Vol.3,No.3,pag,134-148, August 26, 2015 (ISI:0.22) (ISSN Print: 2331-4222),http://www.scirp.org/Journal/ PaperInformation.aspx?PaperID=59149]
Assessment of Seagoing Ships Longitudinal Strength in the Context of International Rules, Important Factor for Safe Operation – World Journal of Engineering and Technology,Vol.3,No.4 (2015), Paper ID 61617, pag.291-310. doi:10.4236 /wjet.2015.34029. ,http://www.scirp.org/Journal/wjiet/http//dx.doi.org/10.4236.43029
BIBLIOGRAFIE
[1] IMO, Rezoluția MSC.287(87) din 20 mai 2010 – Adoptarea standardelor internaționale de construcție bazate pe obiective pentru vrachiere și tancuri petroliere
[2] IMO, Rezoluția MSC.296(87) din 20 mai 2010- Adoptarea de linii directoare pentru verificarea conformității cu standardele internaționale de construcție bazate pe obiective pentru vrachiere și tancuri petroliere cu corp dublu
[3] IMO, Rezoluția MSC.290(87) din 21 mai 2010- Adoptarea de amendamente la Convenția internațională din 1974 pentru ocrotirea vieții omenești pe mare
[4] IMO, Convenția internațională din 1974 pentru ocrotirea vieții omenești pe mare (SOLAS 1974) împreună cu Protocolul din 1978 (SOLAS PROT 1978) și cu Protocolul din 1988 (SOLAS PROT 1988) privind această convenție, așa cum au fost amendate
[5] IACS, Common structural rules for bulk carriers and double hull oil tankers, 2017
[6] View Market Reports 2015 – Electronic document, http://www.allcountries.org/ uscensus/ 1095_merchant_vessels_ships_and_tonnage_lost.html
[7] ***, Safety and Shipping Review 2014 – Electronic document, https://www.allianz.com/ v_1394634022000/media/press/document/AGCS_Shipping_Review_2014_5mb.pdf
[8] Ship Structure Committee – BULK CARRIERS: Design, Operation, and Maintenance Concerns for Structural Safety of Bulk Carriers. Electronic document, http://www.shipstructure.org/case studies/BulkCarriers.pdf and http://maritime-connector.com/ship/eurobulker-x-7386295/
[9] Steamship Mutual – Erika, The Black Tide, Electronic document, http://www.steamshipmutual.com/loss-prevention/ErikaDVD.htm
[10] Ship Structure Committee – PRESTIGE: Complete hull failure in a single-hull tanker. Electronic document, http://www.shipstructure.org/case_studies/ Prestige.pdf
[11] IMO, Protocolul din 1988 la Convenția privind Liniile de Încărcare din 1966
[12] IMO, Rezoluția IMO A.744(18)din 4 noiembrie 1993 -Linii directoare privind programul intensificat de inspecții din timpul supravegherii vrachierelor și petrolierelor
[13] IMO, Rezoluția IMO A.787(19) din 23 noiembrie 1995, – Proceduri pentru Controlul statului de pavilion
[14] IMO, Rezoluția IMO A.862(20) din 27 noiembrie 1997 a –Cod de proceduri pentru încărcarea și descărcarea în siguranță a vrachierelor (Codul BLU)
[15] IMO, Convenția internațională asupra liniilor de încărcare, încheiată la Londra la 5 aprilie 1966, modificată de protocolul din 1988, așa cum au fost amendate
[16] IMO, Convenția internațională din 1973 pentru prevenirea poluării de către nave, așa cum a fost modificată prin Protocolul din 1978 referitor la aceasta (MARPOL 73/78) împreună cu Protocolul din 1997 privind amendarea convenției (MARPOL PROT 1997), așa cum au fost amendate
[17] IMO, Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 1994 (Codul HSC 1994), modificat de amendamente
[18] IMO, Codul internațional pentru siguranța navelor de mare viteză din 2000 (Codul HSC 2000), modificat de amendamente
[19] IMO, Codul pentru efectuarea în siguranță a transportului mărfurilor și persoanelor de către navele de aprovizionare (Codul OSV), modificat de amendamente
[20] IMO, Codul de siguranță pentru nave cu destinație specială (Codul SPS), modificat de amendamente
[21] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1979), modificat de amendamente
[22] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 1989), modificat de amendamente
[23] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul unităților mobile de foraj marin (Codul MODU 2009), modificat de amendamente
[24] IMO, Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al gazelor lichefiate (Codul IGC), modificat de amendamente
[25] IMO, Codul internațional pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase (Codul IBC), modificat de amendamente
[26] IMO, Codul pentru construcția și echipamentul navelor pentru transportul în vrac al produselor chimice periculoase, (Codul BCH), modificat de amendamente
[27] IMO, Rezoluția MEPC.94(46) – Sistemul de evaluare a stării navei, modificat de amendamente
[28] IMO, Codul internațional pentru transportul în siguranță al combustibilului nuclear iradiat, plutoniului și deșeurilor cu nivel ridicat de radioactivitate, în formă ambalată (Codul INF), modificat de amendamente
[29] IMO, Rezoluția MSC.268(85) din 4 decembrie 2008, – Codul pentru transportul în siguranță a mărfurilor în vrac (Codul IMSBC)
[30] IMO, Norme de calcul al dimensiunilor peretelui transversal etanș, gofrat vertical, dintre cele două magazii de marfă situate cel mai în prova și Norme de calcul al cantității admisibile de marfă din magazia situată cel mai în prova
[31] IMO, Rezoluția MSC.168(79) – Standarde și criterii aplicabile construcției bordajului vrachierelor cu simplu bordaj
[32] IMO, Rezoluția MSC.169(79) – Standarde pentru proprietarii de nave cu privire la inspecția și întreținerea capacelor gurilor de magazie de la vrachiere
[33] IMO, Rezoluția A.1049(27) din 30 noiembrie – Codul internațional din 2011 privind programul intesificat de inspecții efectuate cu ocazia vizitelor la vrachiere și petroliere (Codul ESP 2011)
[34] IMO, Codul internațional pentru transportul în siguranță al cerealelor în vrac
[35] IMO, Codul de reguli practice de siguranță din 2011 pentru navele care transportă încărcături de lemn pe punte (Codul TDC 2011)
[36] IMO, Codul IS 2008 – Codul internațional din 2008 privind stabilitatea navei în starea intactă
[37] CE, Directiva 2009/45/CE a Parlamentului European și a Consiliului din 6 mai 2009 privind normele și standardele de siguranță pentru navele de pasageri, modificată de amendamente
[38] CE, Directiva 97/70/CE a Consiliului din 11 decembrie 1997 referitoare la stabilirea unui regim armonizat de siguranță pentru navele de pescuit cu lungimea de 24 m sau mai mare, modificată de amendamente
[39] ANR, Norme tehnice privind clasificarea și construcția navelor maritime, cod MLPTL.ANR – NM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002
[40] ANR, Norme tehnice privind clasificarea și construcția unităților mobile de foraj marin, cod MLPTL.ANR – UMFM-2002, aprobate prin Ordinul ministrului lucrărilor publice, transporturilor și locuinței nr. 1901/2002
[41] CE, Directiva 2016/1629 a Parlamentului European și a Consiliului din 14 septembrie 2016 de stabilire a cerințelor tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente
[42] CEE-ONU, Acordul european privind transportul internațional al mărfurilor periculoase pe căile navigabile interioare (ADN), adoptate de Comisia Economică a Națiunilor Unite pentru Europa (CEE-ONU), la Geneva, modificat de amendamente
[43] CCR, Regulamentul pentru inspecția navelor pe Rhin, modificat de amendamente
[44] CD, Recomandările Comisiei Dunării privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificate de amendamente
[45] CEE-ONU, Rezoluția CEE – ONU Nr. 61, Recomandări privind cerințele tehnice pentru navele de navigație interioară, modificată de amendamente
[46] ANR, Norme tehnice privind clasificarea si constructia navelor de navigatie interioară – cod MT.RNR – NI – 99, aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 306/1999, modificat de amendamente
[47] ANR, Cerințe tehnice pentru navele de navigație interioară aprobate prin Ordinul ministrului transporturilor nr. 1447/2008
[48] Năstase C., Calculul și construcția navei – Editura Didactică și Pedagogică, – 1964
[49] Popovici O., Domnișoru L., Ioan Al. – Rezistența generală a corpului navei – Editura EVRIKA, Braila – 1998
[50] Stoicescu, L., Rezistența Materialelor, Vol I+ Vol II, Ed. Evrika Brăila, 2004
[51] Beschea N., Rezistența materialelor, capitole speciale, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1971
[52] Modiga M., Mecanica construcțiilor de nave, Universitatea din Galați, 1978
[53] Stoicescu, L., Modiga M., Metode matriciale în teoria structurilor de nave, Institutul Politehnic Galați – 2004
[54] Chirică, I., Analiză cu elemente finite în ingineria structurilor, Ed. Fund. Univ. Dunărea de Jos, Galați, 2001
[55] Bidoaie I., Iona O., Complemente de Arhitectură Navală. Dinamica navei, Editura Porto-Franco, 1998
[56] Mayer V., Mecanica și construcția navei, Editura Tehnică, București, 1988
[57] Rawson K. J., Tupper E. C., Basic ship theory – Vol.I, Butterworth Heinemann Publishing Ltd, 2001
[58] Domnișoru L. – Dinamica navei în mare reală – Editura EVRIKA, Braila – 1997
[59] Domnișoru L. – Dinamica navei, oscilații și vibrații ale corpului navei – Editura Tehnică, București – 2001
[60] Domnișoru L., Lungu A., Dragomir D., Ioan Al. – Complemente de analiză structurală și hidrodinamică navală – Galați University Press, București – 2008
[61] Jensen N. M., Regular waves, Bogelovsvej, Brede, Denmark, 1977
[62] Gerritsma J., Beukelman W., Analysis of the Modified Strip Theory for the Calculation of Ship Motion and Wave Bending Moments, International Shipbuiding Progress, Delft, 1967
[63] Bishop R.E.D., Price W.G., Hydroelasticity of ships, Cambridge University Press, 1979
[64]. B. Barrass, R. Derrett, Ship Stability for Masters and Mates, 6th ed., Ed. Elsevier, London, 2006
[65] Journée J.M.J., L.J.M. Adegeest L.J.M.,Theoretical Manual of Strip Theory Program “SEAWAY for Windows”, Delft University of Technology,TUD Report No. 1370, 2003
[66] Journée J.M.J., Experiments and Calculations on four Wigley Hullforms in Head Waves, Delft University of Technology,TUD Report No. 0909-P, 1992
[67] Journée J.M.J., Discrepancies in hydrodynamic Coefficientsof Wigley Hull Forms, Delft University of Technology,TUD Report No. 1275-P, 2001
[68] Kukkanen T., Summary report of the project LAINE: Nonlinear wave loads of ships, VTT Research Report No. VTT-R-02391-09, 2009
[69] Kukkanen T., Numerical and experimental studies of nonlinear wave loads of ships, Doctoral dissertation at the Aalto University Scool of Engineering (Espoo, Finland), 2012, https://aaltodoc.aalto.fi/handle/123456789/5283
[70] Yoshio A., Kazuo O., Model Experiment on the Strength of Ships Moving in Waves, The Society of Naval Architects and Marine Engineers – New York, 1955
[71] Blevins, Robert D., Applied Fluid Dynamics Handbook, Krieger Publishing Co, 2003
[72] DNV-GL, Environmental Conditions and Environmental LoadsGuidance, cod: DNV-RP-C205, Electronic document, http://www.dnv.com
[73] Bereteu L., Vibrațiile sistemelor mecanice, Universitatea Politehnică Timișoara, 2009, http://www.mec.upt.ro/meca/poz10staff/LB/vibratiile_sistemelor_mecanice.pdf
[74] IACS, Requirements concerning strength of ships, http://www.iacs.org.uk
[75] Parunov J., Senjanović I., Pavićević M., Use of vertical wave bending moments from hydrodynamic analysis in design of oil tankers, International Journal of Maritime
[76] ABS, Guidance notes on spectral-based fatigue analysis for vessels, Electronic document, http://ww2.eagle.org/content/dam/eagle/rules-and-guides/current/design and
_analysis/125_sfaforvessels/SFA-Vessels_Guide_e.pdf
[77] IMO Maritime Safety Committee, MSC 75/5/2, Report of FSA Study on Bulk Carrier Safety, 12 February 2002
[78] Andreas I., Ultimate longitudinal strength of corroded and damaged bulk carriers, Doctorate thesis, "Dunărea de Jos" University of Galați, 2010
[79] IMO, Rezoluția MSC.168(79) din 9 Decembrie 2004–Standarde și criterii pentru structurile de bordaj ale vrachierelor construite cu înveliș simplu
[80] IACS, Recommendation No.34, Standard Wave Data, Rev.1, June 2000
[81] IMO, Resolution A.684(17) Explanatory Notes to the SOLAS Regulations on Subdivision and Damage Stability of Cargo Ships of 100 Meters in Length and Over
[82] IMO, SLF 55/INF.7 – The GOAL based Damage Stability project (GOALDS) –Derivation of updated probability distributions of collision and groundingdamage characteristics for passenger ships
[83] IMO, MSC-MEPC.2/Circ.12, Revised guidelines for formal safety assessment (FSA) for use in the IMO rule-making process
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Universitatea Dunărea de Jos din Galaţi [307068] (ID: 307068)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.