Capitolul V. Analiza performanei a presupusei valorificri eoliene

Pentru presupusa rezisten a navei, CFD a devenit din ce n ce mai important i este n prezent o parte indispensabil n procesul de proiectare. Sunt utilizate metode fr suprafa, de obicei nevascoase bazate pe abordarea elementului de frontier pentru a analiza prova, n special interaciunea dintre prova cu bulb i umrul frontal. Codurile de debit vscoase adesea neglijeaz formarea valurilor i se concentreaz pe corpul de la pupa sau pe anexe. Modelarea codurilor de debit privind vscozitatea i formarea valurilor sunt n pragul aplicabilitii practice. n schimb, este utilizat pentru a obine o perspectiv n detalii de curgere locale i recomandri derivate privind modul de mbuntire a unui anumit desen sau pentru a selecta un design mai promitor pentru testarea model.Dei un model de designul final nav este nc testat ntr-un bazin de remorcare, secvena de testare i coninutul s-au schimbat semnificativ n ultimii ani. n mod tradiional, cu excepia cazului n care noul design de nava a fost aproape de a o serie de experimente sau o nav-mam cunoscut, procesul de proiectare ncorporeaz mai multe teste efectuate pe model .Procesul a fost unul de proiectare, testare, reproiectare, testare etc. uneori implicnd mai mult de 10 de modele, fiecare cu mici variaii. Acest lucru nu mai este posibil datorit cerinele timp-pia de la proprietarii de nave i nu mai este necesar progreselor realizate de CFD. Combinnd CAD (proiectare asistat de calculator), pentru a genera noi forme de chile n cooperare cu CFD n scopul analizei acestor forme de chil permite explorri de proiectare rapid, fr testare cu model.CFD permite preselecia celui mai promitor design. Apoi de multe ori doar unul sau dou modele sunt de fapt testate pentru a valida caracteristicile de performan prevzute n proiect i de a obine o predicie de putere aplicat n practic extrem de precis. Ca urmare a acestei practici, testele efectuate pe model pentru clienii antierelor navale au sczut considerabil din 1980. Acest lucru a fost partial compensat de teste mai sofisticate i mai detaliate, finanate din proiecte de cercetare, pentru a valida i calibrarea metode CFD. Una dintre cele mai mari probleme pentru estimarea flotabilitii navei este determinarea naturii marii: cum s prezici i s relizei macheta, att pentru analize experimentale i de calcul. Multe previziuni pe termen lung ale mrii necesit o dispersare Fourier a mrii i rspunsurile navei cu o presupunere inerent c marea i rspunsurile sunt "moderat mici", n timp ce fizica multor probleme de flotabilitate este foarte non-liniar. Cu toate acestea, previziunile flotabilitii sunt adesea considerate a fi mai puin importante sau acoperite de factori de siguran empirice unde pierderile de nave sunt considerate ca "acte ale lui Dumnezeu", pn cnd apar att de des sau implic multe pierderi de viei omeneti nct factorii de siguran i alte reglementri sunt ajustate la un nivel mai strict. Flotabilitatea nu este neleas n mare parte de ctre proprietarii de nave, iar pierderile navelor sunt considerate ca fiind Voia lui Dumnezeu, pana cand incep sa apara din ce in ce mai des, sau daca implica pierderi masive de vieti, iar dupa aceste intamplari se ridica standardele de siguranta de la bordul navelor. .5.1. Ecuatiile de guvernare a naveiPentru a evalua fora oferit de propusele soluii privind valorificarea forei eoliene, a fost folosit codul ANSYS CFX, CFD. Setul de ecuaii rezolvate de ANSYS CFX sunt nesigurele ecuaiile Navier-Stokes, n forma lor de conservare.Ecuaia instantanee de mas, impuls, i de conservare a energiei sunt prezentate. Pentru fluxurile turbulente, ecuaiile instantanee sunt mediate astfel nct s conduc la condiii suplimentare.- Ecuaia de continuitate (5.1.)- Ecuaiile impuls (5.2.)In care torsoul de soliciatre este: (5.3.)- Ecuaia total de energie (5.4.)unde htot este entalpia total, asociat entalpiei statice h(T,p) : (5.5.)

n cazul n care termenul reprezint activitatea ca urmare a tensiunilor vscoase i se numete termenul de lucru vscos. Acest model de nclzire intern de viscozitate n fluidu, i este neglijabil n cele mai multe fluxuri. Termenul reprezint activitatea ca urmare a surselor externe de impuls i este n prezent neglijat.Ecuaiile de transport descrise mai sus trebuie s fie majorate cu ecuaiile constitutive ale strii densitii i entalpiei pentru a forma un sistem nchis. n cazul cel mai general, aceste ecuatii de stare au forma: (5.6.) (5.7.) (5.8.)n codul ANSYS CFX, ecuaia Redlich Kwong de stare este disponibil ca opiune ncorporat pentru simularea de gaze reale. De asemenea, este disponibil prin prefurnizarea CFX-TASC a fluxuri de fiiere RGP. Ecuaiile cubice de stare sunt un mijloc convenabil pentru estimarea comportamentului real al fluidului. Ele sunt foarte utile din punct de vedere de ingineresc, deoarece, n general, au nevoie doar de cunoaterea proprietilor punctului critic al fluidului, iar pentru unele versiuni, factorul acentric. Aceste proprieti sunt bine cunoscute pentru numeroase substane pure sau pot fi estimate dac nu sunt disponibile. Ele se numesc ecuaii cubice de stare, deoarece, atunci cnd sunt aranjate ca o funcie de volum ele sunt cubi n volum. Aceasta nseamn c ecuaiile cubice de stare pot fi folosite pentru a prezice att volume de lichid i vapori, la o anumit presiune i temperatur. In general cea mai mic rdcin este volumul de lichid i rdcina superioar este volumul de vapori. Patru versiuni de ecuatii cubice de stare sunt disponibile: Standard Redlich Kwong, Aungier Redlich Kwong, Soave Redlich Kwong, i Peng Robinson. Ecuaia Redlich-Kwong a fost publicat pentru prima dat n 1949 i este considerat una dintre cele mai precise privind doi parametrii de stare corespunztori ecuaiilor cubice de stare. Mai recent, Aungier (1995) [54] a modificat ecuaia Redlich-Kwong de stare, astfel nct aceasta ofer precizie mai bun aproape de punctul critic. Forma Aungier pentru aceast ecuaie de stare este implicit utilizat de ANSYS CFX. Ecuaiile Peng Robinson i Soave Redlich Kwong au fost dezvoltate pentru a depi deficienele ecuaiilor Redlich Kwong n vederea prezicerii cu exactitate a proprietilor de lichide i de echilibru vapori-lichid.Variantele Redlich Kwong ale ecuaiilor cubice de stare sunt scrise ca (5.9.)unde este volumul specific.n scopul de a oferi o descriere complet a proprietilor de gaz, cel ce calculeaz fluxul de curgere trebuie s calculeze entalpia i entropia. Acestea sunt evaluate folosind variaii uoare pe relaiile generale de entalpie i entropie, care au fost prezentate n seciunea precedent privind definiiile variabile. Variaiile depind de presiune zero, gaz ideal, capacitatea de cldur specific i derivaii ale cuaiei de stare. Capacitatea de cldur specific presiunii zero trebuie s fie furnizat ctre ANSYS CFX, n timp ce derivatele sunt evaluate analitic. Intern de energie este calculat n funcie de temperatur i volum (T, v) prin integrare n starea de referin (Tref, Vref) pe calea "unei m n c '(a se vedea diagrama de mai jos) la starea necesar (T, v) utiliznd urmtoarea relaie diferenial: (5.10.)

Figura 5.1. Dezvoltarea energiei pe coordonate T-VMai nti, schimbarea de energie este calculat la o temperatur constant de la volumul de referin la volum infinit (starea ideal a gazelor), apoi schimbarea energiei este evaluat la volum constant cu ajutorul cv-ului gazului ideal. Integrarea final, de asemenea, la temperatur constant, scade variaia energiei din volum infinit la volumul necesar. n forma integral, schimbarea de energie de-a lungul aceastei ci este: (5.11.)Odat ce energia intern este cunoscut, atunci entalpia este evaluat de la energia intern: (5.12.)

Variaia de entropie este evaluat n mod similar:(5.13.)Unde este presiunea zero pentru gazul ideal specific capacitii termince. n mod implicit, ANSYS CFX foloseste un ordin polinom 4 pentru acest lucru i cere coeficienii disponibili pentru acest polinomul. Aceti coeficieni sunt prezentai n diverse referine, inclusiv Poling [55].n plus, o stare de referin adecvat trebuie s fie selectat pentru a efectua integrri. Selectarea acestei stri este arbitrar, i poate fi setat de utilizator, dar n mod implicit, ANSYS CFX utilizeaz temperatura normal de fierbere (care este prevzut), ca temperatura de referin i presiunea de referin este setat la valoarea presiunii de vapori la punctul de fierbere normal. Entalpia de referin i entropia sunt setate la zero n acest moment, n mod implicit, dar pot fi modificate dac se dorete.Alte proprieti, cum ar fi cldura specific la volum constant, poate fi evaluat din energia intern. De exemplu, modelul Redlich Kwong utilizeaz:(5.14.)unde u0 este poriunea gaz ideal a energiei interne:(5.15.)Capacitatea termic specific la presiune constant, cp, se calculeaz de la cv folosind:(5.16.)unde i sunt expansiunea volumului i respectiv comprimare izoterm.Aceste dou valori sunt funcii ale derivatelor ecuaiei de stare i sunt date de:(5.17.) (5.18.)

5.2. Modelarea principiilor de similitudinePentru urmatoarele simulari, care au stat la bazele determinarii fortei de impingere/tragere a vantului, cand se folosesc diferite variante exploatare a fortei vantului, pentru a putea depasi provocarile impuse de putere computerizata deja existenta, fiind necesara dezvoltarea unui model la scara ( la scara 1:100).Tehnicile de modelare si simulare au devenit intr-o gama larga, instrumentale pentru etapele de proiectare si de dezvoltare pentru multe programe de tehnologie avansata. Aceste tehnici joaca un rol esential in gradul de permisivitate permitand crearea unor concepte de proiecte variate ce pot fi generate si testate fara a mai fi necesara existenta unor prototipuri fizice. Asadar acestea ajuta marile companii sa-si mentina competitivitatea prin regandirea proiectului si prin remodelarea procesului de reproiectare a produselor lor tehnice pentru a putea face fata la schimbarile frecvente si la nevoile stringente de pe piata.In cadrul proesului initial de proiectare, ingineri se folosesc de obicei de tehnicile de simulare si de modelare, impreuna cu experienta lor practica, pentru a putea realiza cel mai optim produs, care este ulterior suspus multor modificari. Unele dintre aceste specificatii pot fi, in mod inevitabil modificate, in conformitate cu nevoile pietii. In timp ce unele dintre aceste modificari ating proiectul optim al produsului, care nu mai este compatibil cu aplicatia initiala, unele se muleaza perfect pe noile cerinte impuse de aplicatia respectiva.Scalarea difera de sistemul traditional ingineresc de optimizare, iar in cadrul apogeului sau poate difera si foarte putin. In cadrul scalarii motorului cu ardere interna, pentru a face face noilor cerinte de nivel ridicat de energie, de exemplu, unii ingineri se multumesc cu modificarea unui numar redus de parametric (cum ar fi numarul de cilindri sau greutatea unui cilindru) pentru a putea atinge noile performante impuse.Acest lucru poate fi posibil doar daca aceste caracteristici noi dorite sunt invariabile fata de parametrul initial sau daca rezulta in urma unei combinatii de parametric folositi in cadrul scalarii. Din punct de vedere conceptional scalarea este esentiala pentru a stabili o invariabilitate, iar fiecare algortim de scalare ar trebui sa fie bazat pe un principiu de invariabilitate (cum ar fi principiul similaritatii).Exista in ziua de azi multe principia diferite de similaritate, fiecare dintre ei putand fi interpretati ca o cuantificare metrica stabilindu-se daca doua sisteme sunt sau nu simetrice. Inainte de toate, similaritatea geometrica defineste conditiile in care doua obiecte sunt similare ca forma. Mai departe se analizeaza similaritatile cinetice si dinamice, definindu-se conditiile in care cele doua obiecte efectueaza aceleasi tipuri de miscari, daca sunt supuse acelorasi forte in timpul acestor miscari. In mod particular, aceste conditii de similaritate stabilesc care sunt valorile la care proprietatile fizice (lungimea, densitatea, presiunea) asociate cu un anumit obiect trebuie sa fie raportate la obiectul initial.Notiunea aceasta de similaritate dinamica este aplicabila oricarui sistem energetic din orice domeniu (mecanic, termomecanic, electromagnetic, etc.) deoarece aceste notiuni de forte sunt echivalente cu cele referitoare la variabilele de putere din dinamica sistemelor (tensiune si debit, de exemplu). In ciuda faptului ca s-a demonstrate de foarte multe ori similitudinea dintre aceste principia, acestea raman in continuare foarte utile, mai ales cand se cunosc principiile de baza de guvernare, insa solutiile acestora se obtin total diferit. Datorita gradului mare de aplicabilitate mentionat se folosesc foarte des similaritatile dinamice. Nu in ultimul rand scalarea bazata pe similitudine are si ea dezavantajele ei. Inainte de toate, scalarea bazata pe similitudine, poate fi foarte restrictiva, deoarece ea sa devina nefiabila in cadrul conditiilor de testare. Lipsa de fiabiltate,de examplu, cauzata de unele constrangeri fizice care survin in problematica scalarii (de exmplu testarea solicitarilor materialelor de constructie a structurilor).In al doilea rand, similitudinea dinamica reprezinta un principiu discret de invariabilitate, conform caruia, doua sisteme de proiectare pot satisface conditiile de simlitudine sau nu le pot incadra deloc. Asadar, de fiecare data cand similitudinea este lipsita de fiabilitate nu se poate presupune care este masura in care cele doua sisteme sunt similare si care se incadreaza definitiile discrete ale similitudinii dinamice exacte.

5.3 Estimarea fortei de impingere generate de solutia de propulsie cu zmeu

Tinand cont varianta de propulsie propusa si prezentata in capitolul de mai sus, au fost dezvoltate doua tipuri de solutii, prima care consta intr-un sistem de legare rigid, care era montat direct pe chila navei.Dimensiunile chilei au fost considerate ca avand dimensiunile mentionate in tabelul 2.1. Vela rigida montata va asigura o suprafata activa de 3 X 387 m2, inaltimea angrenajului ating o valoare de 42,2998 metri.Cea de-a doua solutie consta intr-o vela de ski, care urmeaza sa fie montata pe partea din prova a navei.

Figura 5.3: Vela de tip ski/zemu, la scara 1:1

Figura 5.4: Vela de tip ski/zmeu, la scara 1:1

Figura 5.5: Vela de tip ski/zmeu, la scara 1:63Tinand cont de teorema lu Buckinghma se demonstreaza faptul ca sistemul poate fi descries folosindu-se doua numere adimoensionale si o variabila independent. Analizele dimensionale sunt folosite pentru a rearanja unitatile din cadrul numarului Reynolds (Re) si din Coeficientul de Presiune (Cp). Aceste numere adimensionale sunt responsabile de toate variabilele prezentate mai sus, exceptie facand forta de impingere, care va fi stabilita in cadrul simularii. In timp ce parametrul adimensional va ramane constant atat pentru simulare cat si in cadrul aplicatiei reale, acestea vor fi folosite pentru a simula legile de scalare pentru testul desfasurat:

(5.19.)(5.20.)Pentru estimarea vitezei vantului, in ambele cazuri, atunci cand se foloseste vela/zmeul rigid sau vela/zmeul de tip ski, valorile se vor raporta la Scara Beaufort.

Tabelul 5.1: Viteza vantului pe scara BeaufortNumarul BeaufortDescriereViteza vantuluiInaltimea valuluiConditiile maritime

0Calm< 1nod0mPlata

< 0.3m/s

1Aer usor13 nod00.2 mMiscari fara valuri/creste.

0.31.5m/s

2Briza usoara46 nod t0.20.5 mValuri foarte mici. Creste fara spargere.

1.63.4m/s

3Briza blanda710 nod0.51 mValuri mai mari. Crestele incep sa se sparga incet.

3.55.4m/s

4Briza moderata1116 nod t12 mValuri cu creste care incep sa se sparga constant.

5.57.9m/s

5Briza improspatata1721 nod 23 mValuri moderate cu creste care se sparg. Incepe sa apara fenomenul de spray/stropire.

8.010.7m/s

6Briza puternica2227 nod34 mFormarea unor valuri mai lungi. Apar creste cu spuma pe creste in mod frecvent. Apare stropire purtata de aer.

10.813.8m/s

7Vant puternic, rafale 2833 nod45.5 mMarea incepe sa se ridice/ sa creasca. Spuma creata de spargerea valurilor este batuta de rafalele de vant, in cantitai mici. Apar cantitati de stropire moderate.

13.917.1m/s

8Rafale, rafale constante3440 nod5.57.5 mApar valurile mari moderate, cu crestele ce se sparg si formeaza pulberile de apa. Spuma creata de spargerea valurilor este batuta de rafalele de vant, in cantitati moderate. Apar cantitati de stropire moderate.

17.220.7m/s

9Rafale puternice4147 nod710 mValurile sunt mai mari si se rostogolesc uneori. Apare spumea densa care este batuta de vant. Cantitati mari de apa stropita incep sa reduca vizibilitatea.

20.824.4m/s

10Furtuni, rafale intense4855 nod912.5 mValurile sunt foarte mari si creste care se ridica foarte mult. Cantitatile mari de spuma de pe crestele valurilor creeza o aparenta alba a marii. Valurile au impact de spargere foarte mare. Stropirea reduce vizibilitatea foarte mult.

24.528.4m/s

11Furtuna violenta5663 nod11.516 mValurile sunt extrem de mari. Apar suprafete foarte mari de spuma care acopera toata suprafata marii. Vizibliltatea este redusa la nivele minime de fenomenul de stropire.

28.532.6m/s

12Forta unui uragan 64 nod 14 mValuri uriase. Marea este complet alba fiind acoperita de spray si spuma. Aerul este foarte turbulent, iar vizibilitatea este redusa la nivel minim.

32.7m/s

In conformitate cu cretieriul de similititudine a lui Reynolds se aplica urmatoarea formula pentru viteza vantului

Coeficientul de scara este considerat ca fiind = 19.4; .Aplicand coeficientul de similitudine pentru viteza vantului, se vor obtine urmatoarele valori:Tabelul 5.2: Vitezele scalate ale vantului Numarul BeaufortViteza scalata a vantului [m/s]

10,015414

20,077071

30.174694

40.405907

50.549772

60,709052

70,878608

101,459209

Din timp ce valorile vitezelor, pe scara Beaufort, care depasesc 28 m/s nu pot fi aplicate manevrei navei in conditii sigure se vor face calculi luand in considerare viteze maxime ale vantului corespunzatoare nivelului 10 pe scara Beaufort.Gradientii sunt computerizati folosindu-se o abordare bzata pe teorema lui Gauss. Corectia neortogonala este folosita pentru a se asigura o precizie formala de ordinul I. Precizia de ordinul II poate fi obtinuta pe un tipar aproape simetric. Fluxul ideal este computerizat folosindu-se o reconstructive liniara asociata cu o procedura de stabilizare care asigura un ordin secundar de precizie atunci ca nu se aplica un limitator de flux. Fluxul vascos este computerizat cu o schema centrala diferita care poate garanta o precizie de ordin I formala. Se va tine cont de calitatea discretizarilor folosite pentru a putea obtine discretizarea de ordin secundar pentru termenul vascos. O abordare care implica folosirea unei discretizari de greutate este folosita atunci se simuleaza mascara corpului liber.Mai multe modele de turbulente sunt implementate in Ansys CFX, care variaza de la un model cu o ecuatie pana la modelul de transport Reynolds. Sunt implementate majoritatea ecuatiilor liniare clasice pentru vascozitate, cum ar fi modelul cu o ecuatie de tip Sparlart-Allmaras, cel cu doua ecuatii k-, cat si modelul SST conceput de Mentor. Functia de perete este implementata pentru modelul turbulentei cu doua ecuatii.Simularea a fost efectuata pentru o perioada de 400 de secunde, folosindu-se un pas temporal de 1 secunda. Modelul turbionar este modelul Shear Stress Transport, iar modeul cu doua ecuatii este dat de urmatoarele relatii:

(5.21.)(5.22.)Parametrii folositi in ecuatiile 5.21 si 5.22 sunt descrisi de formulele:(5.23.)(5.24.)(5.25.)iar turbulenta turbionara este computerizata plecand de la formula:

(5.26.)

Modelul k SST a fost dezvoltat pentru a acoperi in mod eficient formularea robusta si precisa a modelului k in zona din apropierea zonei de tip perete folosindu-se independenta de curgere libera a modelului k - in campul indepartat. Pentru a realize acest lucru, modeul k - este transformat intr-o formulare de tip k . Modelul SST a k este similar cu modelul standard k , insa include si urmatoarele corectii: Modelul standard k si modelul k - transformat sunt ambele multiplicate de o functie de amestec si ambele modele sunt adaugate impreuna. Functia de amestec este conceputa sa fie una amplasata in zona de perete, fapt care activeaza modelul standard k , punandu-l astfel pe suprafata, fapt care activeaza modelul k - transformat; Modelul SST incorporeaza un termen de difuzie amestecata derivativa in cadrul ecuatiei termenului ; Definitia vascozitatii turbulente este modificata pentru a putea analiza miscarile tensiunilor turbulente; Constantele de modelare sunt diferite.

Aceste caracteristici fac ca modelul k SST mai prcis si mult mai disponibil pentru o gama mai larga de curgeri (cum ar fi curgerea gradientala cu presiune adversa, curgerea pe aripioara, valurile undelor de soc transonice) apoi modelul standard k . Alte modificari includ adaugarea unui termen de difuzie amestecata in ecuatia parametrului si a unei functii de amestec pentru a se asigura faptul ca ecuatiile model se comporta in mod corespunzator in ambele zone.

5.3.2 Stabilirea forte de impingere/tragere furnizata de vela/zmeul de tip skiForta de impingere/tragere furnizata in cazul in care se foloseste solutia utilizarii unei vele/zmeu de tip ski (figura 5.5) a fost determinate tinandu-se cont de aceleasi conditii initiale ca si in cazul solutiei velei/zmeului rigide. Simularea a generat aceleasi valori pentru valorile reziduale:

Figura 5.11: Masa si momentul reziduale sub radcina patrata

a) B0

b) B1

c) B2

d) B4

e) B5

f) B6

g) B7

h) B10

Figura 5.12: Forta de impingere total ace actioneaza asupra zmeului

Forta de impingere [N]Forta de impingere

Viteza scalata a vantului [m/s]Figura 5.13: Forta de impingere

Forta de deplasare [N]Forta de deplasare

Viteza scalata a vantului [m/s]Figura 5.14: Forta de deplasareDomeniul computerizat a fost despartit in trei planuri, in conformitate cu coordonatele sistemului.

a) B0

b) B1

c) B2

d) B3

e) B5

f) B6

g) B7

h) B10Figura 5.14: Viteza in planul xOy

a) B0

b) B1

c) B2

d) B4

e) B5

f) B5

g) B7

h) B10Figura 5.15: Viteza in planul zOy

Avand la baza figurile 5.14 si 5.15 se poate observa faptul ca toate campurile de viteza nu interfereaza cu structura care exista deja pe puntea navei.

B0

B1

B2

B4

B5

B6

B7

B10 Figura 5.16: Directiile de curgere a vitezei pentru modelul de vela/zmeu de tip ski5.4 Evaluarea comportamentului navei in conditii meteo grele atunci cand se aplica solutia propusa de exploatare energiei vantului

Dupa ce s-au stabilit formele si dimensiunile fortelor de impingere/tragere si fortelor de deplasare, petru a avea o imagine de ansamblu corecta asupra performantei soultiilor propuse, trebuie evaluat comportamentul navei in conditii meteo grele, tinand cont de conditiile de aplicare a soultiilor propuse.Vela de tip zmeu, datorita proiectului sau si a desfasurarii sale altereaza proprietatile cinematice ale navei, cat si comportamentul dinamic al acesteia. In functie de caracteristicile sistemului, vela de tip ski poate fi recuperata atunci cand conditiile meteo pot reprezenta un risc pentru conditiile de functionare normala.

Figura 5.17: Desfasurarea velei de tip ski

Figura 5.18: Detaliu cu montarea velei de tip ski la bordul navei

Conditiile de stare ale navei dotate cu o vela rigida in conditii meteo grele au fost dezvoltate in baza acelorasi ipoteze pentru o nava de tip KVLCC cu chila neincarcata (intreaga baza de date a fost obtinuta dupa faza de procesare).Datele hidrostatice a noii situatii au fost prezentate in Tabelul 5.3.Tabelul 5.3: Datele hidrostatice pentru chila navei de tip KVLCC dotata cu vela rigidaRigiditatea hidrostatica

Pozitia centrului de greutateX11.676256 mY1.7177e-3 mZ-8 m

ZRXRY

Ridicare (Z):62884360 N/m-5895.4434 N/ 5823514 N/

Ruliu (RX):-337784.03 N.m/m1.36981e8 N.m/-31291.668 N.m/

Tangaj (RZ):3.33663e8 N.m/m-31291.668 N.m/2.93765e9N.m/

Proprietati de deplasament hidrostatic

Deplasament volumetric efectiv:59839.715 m3

Deplasament volumetric echivalent:59839.715 m3

Centrul pozitiei de flotabilitate:X11.67626 mY1.7175e-3 mZ-5.0557041 m

Forte/greutati de debalansare:FX1.7956e-8FY-3.3796e-8FZ-8.5121e-7

Momente/greutati de debalansare:MX2.7652e-7 mMY-3.3214e-5 mMZ 3.857e-7 m

Proprietatile muchiei chilei

Suprafata muchiei:6256.0195 m2

Centru de flotabilitate:X6.3702822 mY-3.6538e-3 m

Momentul secundar principal al suprafetei:X604609.81 m4Y16392404 m4

Unghiul principal fata de axa X(FRA):-1.2561e-5

Parametri de stabilitate la unghiuri mici

C.O.G. pana la C.O.B.(BG):-2.9442956 m

Inaltimi metacentrice (GMX/GMY):13.048118 m276.88284 m

COB apa la metacentru (BMX/BMY):10.103822 m273.93854 m

Momente de revenire/Grade de rotatie (MX/MY):2390763.8 N.m/50732340N.m/

Figura 5.19: Presiunea interpolata in fata apei exprimata in metri la frecventa 0,127 Hz, in directia de 1800;

Figura 5.20: Presiunea interpolata in fata apei exprimata in metri la frecventa 0,127 Hz, in directia de 1200;

Figura 5.20: Presiunea interpolata in fata apei exprimata in metri la frecventa 0,127 Hz, in directia de 600;

a) Coordonate Oxb) Coordonate Oy

Figura 5.22: Centrul de gravitate pentru cele doua modele (in metri)

Tabelul 5.4: Inaltimile metacentrice pentru cele doua modele luate in considerareInaltimile metacentriceChila goala a navei KVLCC Vela rigida a navei KVLCC

GMX5.215373 m13.048118 m

GMY324.33057 m276.88284 m

Tabelul 5.5.: Pozitiile centrelor de flotabilitate: pentru cele doua modele luate in consierareCentrul de flotabilitateChila goala a navei KVLCCVela rigida a navei KVLCC

X108.94171 m11.67626 m

Y-6.3145e-4 m1.7175e-3 m

Z-3.8379059 m-5.0557041 m