Avaliação Experimental do Efeito de Aletas de Popa

Avaliação Experimental do Efeito de Aletas de Popa (“Flaps”) no
Desempenho Hidrodinâmico de Embarcações Rápidas
Sampaio, Cláudio Mueller P.*; Umeda, Carlos H.** ; Miwa, I.**
*
Depto. Engenharia Naval e Oceânica, Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
Av. Prof. Mello Morais 2231, Butantã;
05508-900 São Paulo, SP, Brasil.
Tel: +55-11-3091-5350; Fax: +55-11-30915717; E-Mail: [email protected]
**
Agrupamento de Hidrodinâmica, Divisão de Tecnologia de Transportes, Instituto de
Pesquisas Tecnológicas de São Paulo
Prédio 46, Av. Prof. Almeida Prado 532, Butantã;
05508-901 São Paulo, SP, Brasil.
Tel: +55-11-3767-4353; E-Mail: [email protected]
Resumo
A utilização de cunhas e/ou aletas de popa são bastante comuns no aprimoramento do
desempenho hidrodinâmico de embarcações. As primeiras aplicações tinham como objetivo
principal a redução do ângulo dinâmico do trim e, assim melhorar o desempenho na
velocidade máxima das embarcações. Mais recentemente, estudos extensos realizados pelos
americanos constataram as vantagens de utilizar tais apêndices em embarcações de maior
porte em que a função mais importante era a melhora do escoamento na região de popa. Estes
projetos visavam a otimização do desempenho em uma faixa de velocidades mais ampla
considerando o perfil operacional da embarcação.
Os principais parâmetros de projeto de aletas de popa são a corda, a envergadura e o ângulo
de ataque. Para estudar os efeitos da variação dimensional das aletas foram realizados ensaios
com modelos em escala reduzida de uma embarcação rápida tipo “round bilge”. Estes ensaios
foram desenvolvidos em dois deslocamentos e três ângulos de ataque. Os ensaios foram
realizados com os modelos rebocados pela direção da linha de eixo para uma faixa de números
de Froude variando entre 0,1 e 0,7. Finalmente, os resultados para os diferentes ângulos das
aletas são analisados e comparados em relação ao coeficiente de resistência total ao avanço, ao
ângulo de trim dinâmico e ao afundamento do casco.
Introdução
O estudo hidrodinâmico de embarcações rápidas tem como principal objetivo a seleção de
parâmetros de projeto que maximizem o desempenho do sistema propulsivo, tradicionalmente, associados à minimização da resistência ao avanço. Deve-se, entretanto, ressaltar
que a otimização do sistema propulsivo depende cada vez mais do perfil operacional da
embarcação uma vez que a seleção do propulsor e do motor para a condição de máxima
velocidade pode acarretar um pior desempenho na condição de serviço; esta situação
operacional de maior ocorrência durante o ciclo de vida da embarcação.
A instalação de aletas e/ou cunhas de popa é uma técnica bastante difundida para o
aprimoramento do desempenho propulsivo em embarcações rápidas; extensamente aplicada
em embarcações de planeio e, mais recentemente, em embarcações de deslocamento de alta
velocidade. A forma de atuação tanto das aletas como das cunhas de popa é bastante
semelhante, porém a primeira é considerada como um apêndice externo da região de popa
enquanto a segunda corresponde a uma modificação do casco na extremidade de popa.
Adicionalmente, estudos recentes mostraram a possibilidade do emprego integrado dos
mesmos.
O princípio de operação dos dois dispositivos é semelhante, porém atuam de maneira
distinta dependendo do tipo de embarcação. Em embarcações pequenas e rápidas em que a
parcela de sustentação hidrodinâmica é significativa (embarcações de planeio) a instalação
causa uma modificação do trim da embarcação que afeta o desempenho propulsivo uma vez
que a resistência de avanço destas embarcações depende da definição de um ângulo de trim
ótimo. A referência [1] fornece expressões para a estimativa do efeito da inclusão de aletas
(cunhas) no cálculo do arrasto, da sustentação e do momento.
Por outro lado, em embarcações de deslocamento de alto desempenho o efeito de
modificação do trim é praticamente inexistente e, portanto, as vantagens obtidas pelo emprego
destes mecanismos estão associadas à modificação do escoamento no corpo de popa. De uma
maneira geral o efeito no desempenho pela colocação de cunhas/aletas em embarcações
rápidas pode ser resumida da seguinte maneira:
- Embarcações de patrulha: 0,50 < Fn < 0,90
Redução de até 11% na resistência e de 14% na potência requerida;
- Embarcações de deslocamento → Fn: 0,40 ~ 0,45
Redução de até 5% na resistência e 6% na potência requerida.
É importante ressaltar que o efeito positivo da instalação de aletas/cunhas de popa está
associado a uma faixa de velocidades específica. Até recentemente os projetos visavam
basicamente à minimização da potência na velocidade máxima, porém mudanças conceituais
no projeto, isto é, de avaliar o desempenho em função do perfil operacional ao longo da vida
útil da embarcação, tornaram fundamental avaliar os parâmetros de maneira tal que o
acréscimo de resistência em baixas velocidades fosse compatível com a redução obtida em
maiores velocidades. Os parâmetros geométricos mais importantes na definição da cunha de
popa e das aletas de popa estão indicados na tabela I (ref. [2]).
O escoamento na região da popa “transom” é um fenômeno bastante complexo em que
diversos fenômenos como, geração de ondas (“rooster tail” e ondas dispersivas), formação de
vórtices “eddy-making”, quebra de ondas (“wave breaking”), turbulência e geração de espuma
(“white water”) e ondas de fuga (“trailing waves”) representam formas de perda de energia. A
instalação de cunhas ou aletas modifica este escoamento, estas alterações devendo ser
compreendidas para que o desempenho da embarcação seja aquele desejado. Estes fenômenos
hidrodinâmicos estão relacionados a:
• Modificações do escoamento no corpo de popa:
- Redução da velocidade sob o casco e aumento da pressão (“pressure recovery”);
- Aumento da velocidade de saída, no bordo de fuga da popa/aleta;
• Modificações do padrão de ondas gerado:
- Alteração do padrão de ondas local em torno da popa;
- Modificação do campo de ondas próximo (“near field”) e ao longe (“far field”);
• Efeitos secundários:
- Aumento do comprimento do navio;
- Melhora da interação com propulsor (eficiência propulsiva);
- Modificação do trim (trim de proa) e redução do afundamento;
- Geração de forças de sustentação e arrasto pelas cunhas/aletas.
Tabela I – Características geométricas cunhas de popa (Fonte: Ref. [2])
LW
- Comprimento cunha (“wedge”)
AT
- Área popa transom abaixo linha d’água
AW
- Área plano de linha d’água
AWH
- Área cunha (projeção horizontal na plano de linha d’água)
AWT
- Área cunha (projeção no plano transversal)
TT
- Calado na popa
TW
- Calado na popa até extremidade inferior da cunha
α
- Ângulo da cunha
θ
- Ângulo de inclinação da linha do alto
β
- Ângulo de abertura, pé da caverna do casco (“deadrise”)
O principal efeito da instalação de aletas ou cunhas de popa ocorre devido à alteração do
escoamento na região do corpo de saída da embarcação. A inclusão destes mecanismos causa
uma redução da velocidade do escoamento desde sua localização até, aproximadamente, uma
distância avante de 15% LWL. Esta redução de velocidade acarreta um aumento de pressão cuja
componente no sentido do movimento resulta provoca uma redução da resistência ao avanço.
Este efeito é máximo na região central decrescendo à medida que se caminha em direção ao
costado.
Por outro lado, é importante entender o regime de escoamento na região da popa “transom”
em função da velocidade. Em baixas velocidades, a popa “transom” encontra-se em contato
com o fluido (“attached”) e a resistência (“base drag”) é significativa devida à sua imersão e a
geração de vórtices. Com o aumento gradativo de velocidade ocorre uma redução da imersão
da popa e do fluído na região acima da aleta e, em uma estreita faixa de velocidades, o
escoamento torna-se transitório, isto é, ora totalmente livre da popa ora retornando ao espelho
de popa (“rolling back”). Em altas velocidades, o escoamento separa-se totalmente da parte
superior da aleta e do espelho de popa. A instalação de aletas de popa colabora para a melhora
do desempenho uma vez que acarreta uma redução da velocidade de separação
(“detachment”). Experiências realizadas (Refs. [2], [3], [4] e [5]) obtiverem uma redução da
velocidade de separação com a instalação da cunha/aleta de popa, constatando que mesmo
aletas de envergadura reduzida produziam uma separação limpa.
A instalação das cunhas/aletas de popa também resulta na alteração do padrão de ondas,
este observável tanto numericamente, como experimentalmente através de parâmetros como
área, altura, posição longitudinal e largura das ondas geradas. Pode-se ainda acrescentar que,
de acordo com os trabalhos citados, ocorre uma redução da potência requerida (“delivered”)
da ordem de 1~3 % acima das obtidas unicamente com a diminuição da resistência ao avanço.
Esta decorre da alteração do campo de esteira que provoca tanto um aumento da eficiência do
casco como também, uma redução do carregamento do propulsor. Além deste aspecto, em
altas velocidades, a redução do carregamento do propulsor e o aumento da pressão sob o casco
ainda contribuem para uma redução da cavitação do propulsor podendo-se, inclusive, ocorrer
aumento da eficiência do propulsor.
Finalmente, um aspecto extremamente importante no projeto de aletas/cunhas de popa é a
extrapolação modelo/protótipo. O efeito da viscosidade na distribuição de pressão ao longo da
linha de centro mostrou ser significativo estando associado à existência de uma camada limite
relativamente mais fina em embarcações reais (δ/LPP). Os resultados em escala real (Refs. [3]
e [4]) apresentam um desempenho superior em relação aos modelos na faixa de 2% a 12%
sendo as maiores diferenças ocorrendo em baixas velocidades. Os autores desenvolveram
expressões empíricas e gráficos (Fig. 1) para a extrapolação modelo/protótipo (efeitos de
escala) considerando a razão entre escalas, o número de Reynolds, a espessura da camada
limite e coeficiente de atrito.
Figura 1 – Ferramenta de estimativa da eficiência da aleta de popa em escala real (Ref. [3]) em relação
ao resultados obtidos na escala do modelo ensaiado.
Arranjo Experimental
O estudo experimental foi desenvolvido para avaliar experimentalmente o efeito de aletas
de popa na resistência ao avanço e na atitude da embarcação, isto é, no afundamento e ângulo
de trim. O modelo construído e testado corresponde ao Navio Patrulha, classe Grajaú (IPT
M413) e foi moldado em fibra de vidro a partir de um casco construído em madeira pelo IPT.
A partir do plano de linhas, na escala 1:50 e da tabela de cotas foi elaborado um plano de
linhas na escala 1:18,5 e obtidas as curvas hidrostáticas do navio. È importante ressaltar que o
modelo original já possuía uma cunha de popa com um ângulo de inclinação de ~ 6,9º, além
de uma extensão à ré (aleta) não incluída na confecção do modelo.
As dimensões gerais da embarcação são apresentadas na tabela II e as figuras 2 e 3
apresentam diferentes vistas do modelo construído. Pode-se notar, claramente, a pequena
inclinação na popa do modelo (cunha de popa ), a instalação do sistema duplo de defletores
(“spray rails”) instalados de acordo com o projeto original, assim como a inclusão de “skeg”
e de pinos excitadores de turbulência.
Tabela II – Principais Características do Navio e do Modelo
Características
Navio
Modelo
λ
-
1
18,5
Comprimento Total
LOA
m
46,50
2,514
Comprimento entre Perpendiculares
LPP
m
42,50
2,297
Comprimento linha d’água
LWL
m
42,33
2,288
B
m
7,50
0,405
BWL
m
6,91
0,374
Pontal
D
m
4,68
0,253
Calado Avante
TF
m
1,85
0,100
Calado Médio (LPP /2)
T
m
1,85
0,100
Calado à Ré
TA
m
1,85
0,100
Calado médio máximo previsto
LMAX
m
2,29
0,124
Calado médio mínimo previsto
LMIN
m
1,75
0,095
Escala
Boca moldada
Boca – Calado de projeto
Volume Deslocado - T = 1,85 m
∇
m
208,40
0,0329
Deslocamento – T = 1,85 m
Δ
ton/kg
213,61
0,0337
3
Figura 2 – Vistas gerais
Figura 3 – Vista de perfil (cunha de popa).
O programa de ensaios proposto foi baseado nos parâmetros importantes sugeridos nas
referências e que incluía uma ampla faixa de variação da geometria das aletas de popa, isto é,
3 ângulos de aletas de popa, 2 envergaduras e 2 comprimentos da corda. Porém, em função da
necessidade de inserir os ensaios no cronograma de uso do tanque de provas e de melhorar a
consistência dos resultados, restringiu-se a geometria das aletas a uma única envergadura, a
um único valor de corda (c = 3,5 cm) e a ângulos de inclinação em relação ao prolongamento
da quilha na popa, α, de 0º, 5º e 10º. A figura 4 apresenta a geometria das aletas e a figura 5
mostra sua instalações na popa do modelo podendo-se notar, claramente, a escolha de uma
envergadura menor que a boca para evitar os efeitos do escoamento junto ao bojo da
embarcação. Para facilitar o processo de construção optou-se que as extremidades das aletas
possuíssem um raio de curvatura igual ao comprimento da corda devendo-se acrescentar que
esta escolha é compatível com a sugestão da envergadura máxima da aleta evitar a região
próxima à curvatura do bojo (“bilge”) devido ao escoamento complexo que existe entre a popa
“transom” e o casco.
Os ensaios foram realizados para duas condições de calado médio (h = 1,85 m e 2,05 m) e
que correspondem, respectivamente a volumes deslocados, ∇, de 210, 2 e 251,6 m3. As
condições de ensaio são apresentadas na tabela III, inclusive com os ensaios realizados no ano
2000 (ensaios 1 a 5).
Figura 4 – Aletas de popa.
Figura 5 – Instalação para ângulo de inclinação, α, igual a 10º.
Tabela III – Matriz de ensaios realizados com modelo Navio Patrulha (IPT M413).
Ens. TAV
Ref. (m)
TM
(m)
TAR
(m)
T
( C)
SM
(m2)
∇
(m3)
1,85
1,85
1,85
2,10
2,15
1,85
1,85
1,85
1,85
2,05
2,05
2,05
2,05
1,85
1,85
1,85
2,00
2,05
1,85
1,85
1,85
1,85
2,05
2,05
2,05
2,05
1,85
1,85
1,85
1,90
1,95
1,85
1,85
1,85
1,85
2,05
2,05
2,05
2,05
19,8
21,6
21,7
22,0
22,0
21,9
23,0
22,0
21,9
21,2
19,9
21,3
21,4
291,60
291,60
292,62
302,55
311,11
292,62
295,70
295,70
295,70
311,11
314,19
314,19
314,19
208,50
210,29
210,29
242,74
251,64
210,18
210,24
210,18
210,18
251,60
251,54
251,61
251,61
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
o
O-1* O-2 O-3 O-4 O-5 O-6
spray aleta leme pé de eixo skeg
rail
gal.
s/
s/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
0o
5o
10o
s/
0o
5o
10o
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
s/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
c/
* Observação: O-i = Condições do modelo (c/ - com e s/ - sem).
Quanto à direção de reboque do modelo, nos centros internacionais de pesquisas são
utilizados diversos procedimentos. Em algumas instituições o modelo é rebocado mantendo-se
a direção de reboque coincidente com a direção da(s) linha(s) de eixo do(s) propulsor(es), em
outros, a direção é mantida paralela à linha de flutuação. No arranjo utilizado (exceção ao ano
2000) os modelos são rebocados por meio de um dispositivo que permite a regulagem do
ângulo do cabo de reboque para manter sempre a mesma direção durante cada corrida, em
relação a um referencial definido. O modelo é fixo ao carro dinamométrico por meio de guias,
uma na proa e outra na popa restringindo apenas os movimentos laterais. Cada guia possui um
dispositivo que permite a medição do afundamento do modelo na proa e na popa durante a
corrida. Na figura 6 mostra-se o arranjo experimental adotado para os ensaios, enquanto a
tabela IV são apresentadas as velocidades de ensaio.
Figura 6 – Arranjo experimental
Tabela IV – Matriz de velocidades ensaiadas - Navio Patrulha.
Fn
0,26
0,28
0,28
0,31
0,34
0,36
0,36
0,49
0,54
0,56
0,58
0,61
VM
[m/s]
VS
[m/s]
[nós]
1,21
1,31
1,33
1,46
1,59
1,71
1,73
2,34
2,55
2,66
2,77
2,88
5,19
5,63
5,70
6,28
6,83
7,34
7,42
10,06
10,97
11,46
11,90
12,39
10,10
10,95
11,09
12,21
13,27
14,27
14,43
19,56
21,33
22,27
23,14
24,09
Durante cada corrida foram medidas a velocidade de avanço e a força de reação do modelo,
que corresponde à resistência ao reboque. Esta força, por sua vez, foi obtida por meio de uma
balança dinamométrica, com contra-pesos, em duas partes:
• Parcela maior constitui-se de massas aferidas que contrabalançam a força de reação do
modelo ao movimento;
• Parte restante, menor, é proporcional à defasagem do modelo em relação ao carro
dinamométrico, e é medida pelo sensor de posição, previamente calibrado.
Resultados
As figuras 7, 8 e 9 apresentam, respectivamente, os resultados do coeficiente de resistência
total, trim dinâmico e afundamento da matriz de ensaios da tabela III. Por sua vez, as figuras
10 e 11 correspondem às fotos do escoamento na região de popa para a condição de calado de
projeto (TShip = 1,85 m) nas quatro condições ensaiadas, isto é, sem aleta e com aletas
(α = 0º, 5º e 10º) e em duas velocidades (VS = 12 e 24 nós).
Na menor velocidade (Fig. 10) pode-se notar que o escoamento na região de popa ainda não
está separado, entretanto, a instalação de aletas mostra uma maior predisposição à separação.
As fotos nas figuras 12 e 13 mostram o escoamento ao longo do casco para duas configurações
do modelo (s/ e c/ aleta de 10º) em duas velocidades.
10,0
9,0
1000*CTM
8,0
7,0
6,0
5,0
4,0
3,0
2,0
1,0
0,0
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
Fn
0,70
Figura 7 – Comparação de CTM vs. Fn - Condições de Ensaio.
0,75
0,80
2,0
1,8
1,6
Trim -graus
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
-0,2
-0,4
-0,6
-0,8
-1,0
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75 Fn 0,80
Figura 8 – Comparação do Trim Dinâmico vs. Fn - Condições de Ensaio.
0,0
-2,0
Afund. - mm
-4,0
-6,0
-8,0
-10,0
-12,0
-14,0
-16,0
-18,0
-20,0
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
Figura 9 – Comparação Afundamento Médio vs. Fn - Condições de Ensaio.
0,75
Fn
0,80
Figura 10 – Efeito do ângulo de aleta no escoamento em baixa velocidade (VS = 12 nós).
Figura 11 – Efeito do ângulo de aleta no escoamento na popa (VS = 24 nós).
Figura 13 – Vista lateral do escoamento e formação do “spray”
Figura 14 – Vista lateral do escoamento e formação do “spray”.
Para a velocidade de 14 nós observa-se, na configuração sem aleta, a inexistência de
separação na popa “transom”. Por outro lado, o emprego da aleta de 10º provoca o
aparecimento de “spray” no defletores inferior. Na velocidade de 24 nós, o aparecimento de
“spray” é claramente visível, ocorrendo principalmente através do defletor inferior, enquanto o
defletor superior pouco atuando (somente no caso da inclusão da aleta).
Análise e conclusões
Para análise dos dados elaboraram-se alguns gráficos comparativos entre as diferentes
condições de ensaio. A figura 15 são apresentados os valores comparativos do modelo
sem/com aletas na condição de calado de projeto, TShip= 1,85 m. Nesta condição pode-se
claramente observar que o efeito da instalação de aletas de popa é prejudicial em relação ao
coeficiente de resistência total para a faixa de 0,25 ≤ Fn ≤ 0,30 e não desprezível, dentro dos
erros experimentais, para a faixa de 0,30 ≤ Fn ≤ 0,35. Em baixas velocidades verifica-se uma
pequena influência sobre o coeficiente de resistência total, CTM, para os ângulos de aleta de 5º
e de 10º (Ensaio 8 e 9) quando comparado aos valores do modelo sem aleta. È interessante
observar que os valores de CTM são idênticos para modelo sem aleta e com aleta a 0º (Ensaios
6 e 7). Entretanto, é importante ressaltar que na faixa de baixos números de Froude, conforme
mostrado na figura 1, a estimativa da eficiência da aleta de popa é subestimada devido à
efeitos de escala.
Por sua vez, para a faixa de velocidades altas, os valores de CTM são praticamente
coincidentes para todas as condições deste conjunto de ensaios; a pequeníssima vantagem para
o caso de ângulo nulo estando na faixa da imprecisão do processo de medida.
Observando-se o gráfico intermediário, percebe-se uma redução dos ângulos de trim
dinâmicos na faixa de baixas velocidades, entretanto, este efeito é muito mais significativo em
altas velocidades. Em baixas velocidade os valores de trim dinâmico sem aleta (Ensaio 6) e
com aleta em 0º (Ensaio 7) são bastante próximos da condição inicial. Nas outras duas
condições, ensaios 8 e 9, os valores obtidos de trim dinâmico variam entre -0,1º e -0,3º, com
tendência de afundamento da proa do navio. Do ensaio 9 (α = 10º ) obteve-se o ângulo de trim
dinâmico entre 0,32 graus e 0,42 graus enquanto que, nesta mesma faixa velocidades, o
modelo sem aleta (Ensaio 6) tem-se um trim dinâmico entre 0,92º e 1,29º , cerca de 3 vezes os
valores obtidos para a condição anterior. A seleção de uma ou outra configuração de aleta
dependeria, então, de outras condições como, por exemplo, redução de embarque d’água em
condições de mar ou aumento de visibilidade a partir do passadiço.
Finalmente, analisando o gráfico inferior observa-se que o modelo apresenta afundamento
médio negativo para toda faixa de velocidades, com valor máximo (em módulo) de cerca de
-0,24 m para a velocidade de Fn = 0,50 com aleta em ângulo nulo. A tendência mostrada é de
que quanto maior o ângulo de instalação da aleta, maior será o afundamento do modelo.
Análise semelhante é apresentada na figura 16 para a condição de calado, TShip = 2,05 m.
Analisando o gráfico superior verifica-se que a instalação da aleta de popa não afeta de forma
tão acentuada tanto em baixas velocidades, como em altas velocidades. Para baixas
velocidades percebe-se uma diminuição do valor de CTM com a instalação da aleta de ângulo
nulo (Ensaio 11). É importante lembrar dois aspectos com relação à condição real da
embarcação com relação ao modelo construído, isto é, o atual calado de operação das
embarcações é próximo ao valor de 2,05 m e incorpora uma aleta de popa (Ensaio 11). Por
outro lado, observam-se diferenças menores na faixa de baixas velocidades entre os
coeficientes de resistência total quando comparadas àquelas obtidas para o calado de 1,85 m.
Estes resultados mostram, claramente, o efeito do deslocamento no dimensionamento das
aletas e a importância da condição de operação da embarcação.
Continuando a análise, o gráfico intermediário mostra uma menor influência, em baixas
velocidades, da instalação das aletas no trim dinâmico quando comparado com o correspondente gráfico da figura 15. Por outro lado, em altas velocidades, a variação do ângulo de trim
em relação ao casco sem aletas é semelhante ao caso da figura 15, entretanto, com valores de
ângulo de trim maiores, apresentando um valor máximo de 1,6º para o casco sem aleta na
velocidade de Fn = 0,60 e de 0,8º para navio com aleta a 10o. Nas duas condições
intermediárias, os valores máximos apresentados são de 1,4º para ensaio 11 e de 1º para ensaio
12. Ainda nesta mesma figura, o gráfico inferior apresenta os resultados do afundamento,
estes mostrando uma tendência ao menor afundamento do casco na condição de ângulo de
aleta máxima (α = 10º) , apesar da dispersão entre os valores obtidos para diferentes
velocidades de ensaio.
10,0
9,0
8,0
1000*CTM
7,0
6,0
5,0
4,0
3,0
2,0
1,0
0,0
2,00,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,80
1,8
1,6
Trim - graus
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
Ensaio 6
0,0
Ensaio 7
-0,2
Ensaio 8
-0,4
Ensaio 9
-0,6
-0,8
-1,0
0,0 0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
Afundam ento m édio - m m
-2,0
-4,0
-6,0
-8,0
-10,0
-12,0
-14,0
-16,0
-18,0
-20,0
0,20
0,80
Fn
Figura 15 – Ensaios 6,7,8 e 9: Comparação CTM, trim e afundamento versus número de Froude.
1000*CTM
10,0
9,0
8,0
7,0
6,0
Trim - graus
5,0
2,0
4,0
1,8
3,0
1,6
2,0
1,4
1,2
1,0
1,0
0,0
0,80,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,6
0,4
0,2
Ensaio 10
0,0
Ensaio 11
-0,2
Ensaio 12
-0,4
Ensaio 13
-0,6
-0,8
-1,0
0,00,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
0,80
0,70
0,75
0,80
Afundamento médio - mm
-2,0
-4,0
-6,0
-8,0
-10,0
-12,0
-14,0
-16,0
-18,0
-20,0
0,20
Fn
Figura 16 – Ensaios 10,11,12 e 13: Comparação CTM, trim e afundamento versus número de Froude.
O último resultado de interesse a ser discutido é apresentado na figura 17 em que se
compara os ensaios 5 e 10, o primeiro incluindo o efeito de trim estático inicial. Normalmente,
evita-se um trim estático inicial diferente de zero na condição de projeto, pois representa uma
condição de pior desempenho em relação à resistência ao avanço, à manobrabilidade e,
também, ao comportamento em ondas. O ensaio 5 corresponde ao navio com trim inicial pela
proa de 0,27º (arctan (TF-TA)/ LPP)) para um calado médio de 2,05m. Observando a figura 17
percebe-se que, em altas velocidades, os valores de CTM na condição com trim estático estão
ligeiramente abaixo dos valores sem trim estático, resultado este que surpreenderia caso a
embarcação fosse do tipo de deslocamento, podendo-se concluir que a afirmação anterior não
seria válida para embarcações de semi-deslocamento.
10,0
1000*CTM
9,0
8,0
7,0
Ensaio 5
6,0
Ensaio 10
5,0
4,0
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
0,65
0,70
0,75
Fn 0,80
Figura 17 – Ensaios 5 e 10: Comparação CTM versus número de Froude.
Finalmente, este trabalho permitiu tirar conclusões interessantes sobre o efeito da variação
dos ângulos de aleta no desempenho de embarcações de semi-deslocamento para diferentes
deslocamentos da embarcação além de, ainda que limitado por uma matriz de ensaios
reduzida, avaliar o procedimento experimental. Como sugestão para a continuação do
desenvolvimento desta linha de pesquisa em embarcações de alta velocidade, pretende-se
ensaiar outros conjuntos de aleta com diferentes envergaduras e cordas, desenvolver um
arranjo experimental mais adequado para a obtenção de imagens fotográficas tanto da proa
(formação de “spray”), como da região de popa (“rooster tail”).
Referências
[1]
Savivsky, D. and Brown, P. W.; Procedures for Hydrodynamics Evaluation of Planing
Hulls in Smooth and Rough Water; Marine Technology, October 1976; pp. 381-400.
[2] Karafiath, G. and Fisher, S. C.; The Effect of Stern Wedges on Ship Powering
Performance; Naval Engineers Journal, May 1987; pp. 27-38.
[3]
Karafiath, G.; Cusanelli, D. S. and Lin, C. W.; Stern Wedges and Stern Flaps for
Improved Powering – U.S. Navy Experience; Transactions SNAME, Vol. 107; 1999; pp.
67-99.
[4]
Karafiath, G.; Cusanelli, D. S.; Jessup, S. D. and Barry, C. D.; Hydrodynamic Efficiency
Improvements to the USCG 110 Ft WPB ISLAND Class Patrol Boats; Transactions
SNAME, Vol. 109; 2001; pp. 197-220.
[5]
Cusanelli, D. S. and Karafiath, G.; Advances in Stern Flap Design and Application;
Proceedings FAST 2001, 4th – 6th September, Southampton, UK; 2001; pp. 307-319.