DISEÑO DE INTERCEPTORES PARA EMBARCACIONES DE PESCA …
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Esta tesis ha sido sometida para su aprobación a la Comisión de Tesis, como requisito para
obtener el grado de Licenciado en Ciencias de la Ingeniería. La tesis aprobada, junto con la nota
de examen correspondiente, le permite al alumno obtener el título de Ingeniero Naval, con
mención Arquitectura Naval.
EXAMEN DE TITULO
Nota de Presentación (Ponderado) (1) : .................
Nota de Examen (Ponderado) (2) : .................
Nota Final (1 + 2) : .................
COMISION EXAMINADORA
........................................................... .................................................
DECANO FIRMA
........................................................... .................................................
EXAMINADOR FIRMA
........................................................... .................................................
EXAMINADOR FIRMA
........................................................... .................................................
EXAMINADOR FIRMA
........................................................... .................................................
SECRETARIO ACADEMICO FIRMA
Valdivia,.......................................................
Nota de Presentación = NC / NA * 0,6 + Nota de Tesis * 0,2
Nota Final = Nota de Presentación + Nota de Examen * 0,2
NC = Sumatoria de notas de curriculum, sin tesis.
NA = Número de asignaturas cursadas y aprobadas.
_________________________________________________________________
Dedicada a mi familia,
especialmente a mi madre Ángela Ortiz Benavidez, a mis amigos y profesores,
quienes me apoyaron en este largo camino de formación profesional.
_________________________________________________________________
ÍNDICE
SUMMARY ...................................................................................................................................................... ii
INTRODUCCIÓN ............................................................................................................................................. iii
OBJETIVOS ................................................................................................................................................. iv
ACANCES ................................................................................................................................................... iv
CAPÍTULO I
1.1 DISPOSITIVOS PARA EL AHORRO DE ENERGÍA EN BUQUES. .............................................................. 1
1.2 APÉNDICES ESPECIALES DE POPA. ...................................................................................................... 2
1.3 DESCRIPCIÓN DE LOS DISPOSITIVOS. ................................................................................................. 4
1.3.1 Flaps. .......................................................................................................................................... 4
1.3.2 Wedge (cuña de trimado). ......................................................................................................... 5
1.3.3 Interceptor. ................................................................................................................................ 6
1.4 COMPARACIÓN ENTRE LOS DISPOSITIVOS. ....................................................................................... 7
CAPÍTULO II
2.1 DEFINICIÓN DE LA EMBARCACIÓN EN ESTUDIO. ............................................................................... 9
2.1.1 Prototipo. ................................................................................................................................... 9
2.1.2 Modelo a escala. ...................................................................................................................... 10
2.2 DEFINICIÓN CONDICIONES DE ESTUDIO. ......................................................................................... 11
2.2.1 Sistema de unidades. ............................................................................................................... 11
2.2.2 Sistemas locales y globales de coordenadas. ........................................................................... 12
2.2.3 Constantes físicas ..................................................................................................................... 12
2.3 DESARROLLO DEL ANÁLISIS NUMÉRICO........................................................................................... 13
2.3.1 Preparación de la geometría. .......................................................................................................... 13
2.3.2 Generación de la malla. ............................................................................................................ 15
2.3.2.1 Elección del tamaño de los elementos. ............................................................................. 16
2.4 CONFIGURACIÓN DEL MODELO CFD. ............................................................................................... 22
2.4.1 Visión general del modelo matemático. .................................................................................. 22
2.4.2 Condiciones de contorno. ........................................................................................................ 23
2.4.3 Criterio de solución. ................................................................................................................. 25
2.5 VALIDACIÓN. .................................................................................................................................... 26
CAPÍTULO III
3.1 PRESENTACIÓN DE RESULTADOS. .................................................................................................... 27
3.1.1 Casco sin interceptor. ............................................................................................................... 27
3.1.2 Casco con interceptor de 5 cm. ................................................................................................ 28
3.1.3 Casco con interceptor de 10 cm. .............................................................................................. 29
3.1.4 Eficiencia de los interceptores. ................................................................................................ 32
3.2.5 Selección del interceptor óptimo. ............................................................................................ 33
3.2 BENEFICIOS. .................................................................................................................................. 33
3.3 OBSERVACIONES EN EL FLUJO DE POPA. ......................................................................................... 36
3.4 TREN DE OLAS. ................................................................................................................................. 38
3.5 MODIFICACIÓN DEL CAMPO DE PRESIONES. ................................................................................... 40
CONCLUSIONES ............................................................................................................................................ 44
BIBLIOGRAFÍA ............................................................................................................................................... 46
i
RESUMEN
El siguiente trabajo presenta una aplicación de los códigos CFD en el proceso de evaluación y
optimización del diseño de una embarcación, a través de una serie de procesos que combinan;
sistemas CAD utilizados en diseño naval (Rhinoceros) para la creación de geometrías;
generación automática de mallados volumétricos (ICEM CFD); y códigos CFD comerciales (ANSYS
CFX) para el pre‐proceso, resolución de las ecuaciones y pos‐proceso del modelo numérico. El
software emplea el método de volúmenes finitos, resuelve en flujo utilizando el modelo de
turbulencia k‐ε, y el método de volumen de fluido para la modelación de la superficie libre.
El proceso se presenta a través del desarrollo de un apéndice de popa para la optimización de
una embarcación de pesca de 25,2 metros de eslora y 80,6 toneladas de desplazamiento, a la
cual se ha implementado un apéndice de popa de tipo interceptor, para lograr una reducción de
la resistencia al avance.
En base a resultados obtenidos anteriormente en el canal de ensayos hidrodinámicos de la
Escuela Técnica Superior de Ingenieros Navales ETSIN, de la UPM en España, el análisis evalúa el
comportamiento de la embarcación para dos dimensiones de interceptores respecto a la
resistencia al avance en condición de casco desnudo. Los resultados de la simulación
computacional son analizados y comparados con los obtenidos experimentalmente.
ii
SUMMARY
This work presents an application of CFD codes in the process of evaluation and optimization of
ship design, through a series of processes that combine; systems used in ship design CAD
(Rhinoceros) for geometry creation, automatic generation of volumetric meshes (ICEM CFD) and
commercial CFD code (ANSYS CFX) for pre‐processing, solve and post‐processing. The software
employs the finite volume method, solves flow model using the k‐ε turbulence model, and the
volume of fluid method for modeling the free surface.
The process appears through development of an stern device for the optimization of fishing
boat of 25,2 meters of length and 80,6 tons of displacement, where a stern appendage of
interceptor type has been installed, to achieve a reduction of ship resistance.
Based on previous results obtained in the towing tank test of the Escuela Técnica Superior de
Ingenieros Navales ETSIN, the analysis evaluates the behavior of the ship for two dimensions of
interceptors with respect to the resistance in condition of bare hull. The results of the
computational simulation was analyzed and compared with the obtained experimentally.
iii
INTRODUCCIÓN
En los últimos años se ha producido un gran incremento en el precio de los combustibles,
alcanzando valores históricos. Este escenario tiene un enorme impacto sobre toda la industria,
afectando de forma especial al transporte marítimo y la pesca, sectores en los cuales el coste
de combustible representa el gasto más importante, repercutiendo directamente sobre la
rentabilidad del proyecto. El interés de los armadores de todo tipo por la mejora de la eficiencia
energética de sus buques abarca desde armadores dedicados a la pesca menor hasta las más
importantes navieras, ya que pequeñas mejoras en el rendimiento que hace unos años eran
despreciadas, se convierten ahora en soluciones parciales a la rentabilidad de muchos buques,
mejorando económicamente el resultado de las empresas y el impacto ambiental que este
ahorro significa.
Atendiendo la problemática anterior, es conviene buscar métodos que permitan la reducción
del gasto energético de la embarcación, ya sea por la optimización de formas del casco o la
utilización de dispositivos especiales para la reducción de la resistencia al avance, alternativas
generalmente desarrolladas por medio de modelos experimentales en canales de pruebas. Sin
embargo las simulaciones numéricas se han convirtiendo en una herramienta común para la
realización de esta tarea, así como la evaluación de diferentes alternativas de diseño,
principalmente en etapas tempranas del proyecto. Teniendo en cuenta los aspectos económicos
junto con los constantes avances en hardware y el perfeccionamiento de los modelos
matemáticos utilizados en las simulaciones, el uso de CFD se está convirtiendo en una excelente
opción que permite ampliar el rango de análisis, proponiendo las alternativas más convenientes
y de esa manera acotar las simulaciones experimentales y aumentar la probabilidad de
seleccionar la mejor solución.
Este trabajo tiene como base los trabajos encargados por el Astillero ASFIBE al canal de ensayos
hidrodinámicos de la ETSIN, los cuales se enmarcan dentro del proyecto de estudio y
optimización hidrodinámica de las formas de distintos buques pesqueros construidos por el
astillero. Además se ha considerado las observaciones prácticas hechas por el astillero,
iv
seleccionando el diseño denominado 2B como modelo a evaluar en este informe. Por otra
parte, de las distintas soluciones de optimización hidrodinámica evaluadas en los trabajos
anteriores, se destacó el uso de los interceptores por las mejoras aportadas, reflejada en la
disminución del tren de olas generadas y por ende de la disminución de potencia con el
consecuente incremento de velocidad, además de la sencillez que presenta este tipo de
apéndice en su construcción e instalación.
El análisis numérico desarrollado preliminarmente en la ETSIN, para distintas configuraciones de
interceptor de cuerdas de 5, 10, 15, y 20 centímetros, seleccionó las alternativa de cuerda de 5 y
10 centímetros como las de mejor desempeño, siendo estas las evaluadas experimentalmente, y
de cuyos resultados experimental se basa esta tesis para la validación de los resultas.
OBJETIVOS
Los objetivos descritos a continuación se enmarcan dentro de los objetivos del proyecto, los
cuales entre otros son:
Desarrollar una metodología de diseño adecuada para los interceptores en función del
buque al que van a ser destinados y del rango de velocidades en que navegue.
Estudiar la cuerda óptima de dicho interceptor para la condición de carga y velocidades.
Validar la metodología, a través de cálculos numéricos y ensayos con modelos en un
Canal de Ensayos Hidrodinámicos.
ALCANCES
Validación experimental.
Aplicación de métodos numéricos a problemas de interacción fluido‐interceptor.
Determinación del rango de velocidad más conveniente para el uso del interceptor.
Generación de procedimientos y recomendaciones de diseño.
Determinar los beneficios del uso del interceptor.
1
CAPÍTULO I
1.1 DISPOSITIVOS PARA EL AHORRO DE ENERGÍA EN BUQUES.
Debido al constante aumento en precio de los combustibles y la demanda por la reducción de
las emisiones de CO2, hacen que la necesidad de reducir el consumo de combustible en los
buques sea mayor que antes. Sin embargo, la industria marítima apunta al diseño de buques
con la idea de incrementar su capacidad de carga continuamente, como ocurre con los grades
buques peroleros y graneleros e incluso en casos cercanos como las embarcaciones menores de
pesca, esto claramente en desmedro del rendimiento propulsivo debido a las formas del casco
que esto exige. Por lo tanto, es decisiva la utilización de mecanismos que permitan una
reducción de los requerimientos de potencia de una manera distinta a la modificación de la
forma del casco, para ser aplicados tanto en las nuevas construcciones como en las ya
existentes.
Algunos ejemplos de dispositivos aplicados actualmente y sus potenciales beneficios en la
disminución de la resistencia se presentan en la siguiente tabla.
Dispositivo Potencial reducción de la resistencia
Flaps, ducktails, Interceptor, cuñas.
Reducción de la resistencia por formación de olas.
Modificación del ángulo de trimado.
5 – 10 %
Perfiles delante de la hélice.
Mejora la eficiencia de la hélice.
Reduce la resistencia de presión viscosa.
3 – 10 %
Estator tras la hélice, hélices contra rotatorias.
Recobra la energía cinética de la rotación del flujo.
Incrementa el empuje de la hélice.
3 ‐ 5 %
Timones con bulbo.
Reduce los pulsos de presión inducidos por la hélice.
Mejora la maniobrabilidad.
2 – 3 %
Burbujas de aire en el casco.
Reduce la resistencia por fricción. 5 – 7 %
Timones de borde en entrada asimétrico.
Reduce la fuerza de drag del timón. 1 ‐ 2 %
Tabla 1. Dispositivos especiales diseñados para la reducción de la resistencia al avance.
2
Cabe destacar que la reducción potencial de la resistencia no es acumulativa por la aplicación de
más de un dispositivo en una misma embarcación, de acuerdo a los valores presentados. El
porcentaje variará según la combinación de los dispositivos y la interacción entre estos.
A continuación se presenta una visión más detallada del tipo de dispositivos abordado en este
análisis.
1.2 APÉNDICES ESPECIALES DE POPA.
La mayoría de los buques que operan en un régimen de desplazamiento, el diseño de la popa
resulta un factor muy importante en la resistencia al avance del buque. El diseño adecuado de la
popa y espejo o la implementación de un apéndice de popa en una embarcación de
desplazamiento, puede resultar en la disminución de la resistencia en un amplio rango de
velocidades, resultando más influyente incluso que el diseño del bulbo de proa, en cuyo caso la
eficiencia está restringida a un rango de velocidades más pequeño.
Las investigaciones desarrollas en las últimas décadas, junto con la experiencia adquirida por los
propios armadores y astilleros, han resultado ser la guía para el desarrollo de dispositivos
especiales que permiten reducir la resistencia al avance, y por consiguiente la potencia
propulsiva necesaria para la operación de la embarcación. Tales dispositivos incluyen: las flaps,
wedges (cuñas), interceptores y combinaciones de estos, flap/wedge o flap/interceptor. Las
investigaciones se centran en la elección del apéndice más apropiado para cada embarcación,
así como el determinar la geometría óptima para lograr una reducción de la resistencia, siendo
sus principales beneficios:
Reducción de los costos de operación,
Disminución del combustible,
Aumento de la velocidad de la embarcación,
Reducción en la emisión de contaminantes a la atmosfera.
3
Los principales efectos hidrodinámicos producidos por los apéndices de popa pueden agruparse
en:
Modificación del flujo en la zona de popa: La modificación del campo de presiones causa una
fuerza de lift que produce una componente positiva en la dirección de desplazamiento del
buque, aumentando la velocidad en el flujo de salida, que resulta en la reducción de la fuerza
drag por efectos de presión viscosa. Esta es la principal causa que mejora el rendimiento en
embarcaciones de desplazamiento.
Modificación del sistema de olas: El flujo en torno a la popa es afectado por la presencia de
vórtices y turbulencia. Los apéndices de popa modifican el flujo, reduciendo la altura, pendiente
y ruptura del tren de olas. Modelos experimentales muestran una reducción en la altura de las
olas de popa en los sistemas cercanos como lejanos, para todos los tipos de apéndices.
Fuerzas de lift y drag: Estas fuerzas dependen de las dimensiones del apéndice, la cuerda,
envergadura o ángulo dependiendo de cada tipo. Sin embargo los beneficios debidos a la
interacción del casco con la hélice reducen la resistencia para la propulsión del buque. Siendo la
fuerza de lift mucho mayor que la fuerza de drag en la mayoría de los regímenes de velocidad.
Entre otros importantes efectos hidrodinámicos se encuentran: Un incremento en la eslora de
la embarcación en algunos casos, beneficios en la interacción con la propulsión (reducción de
carga, cavitación, vibración y ruidos) y la reducción de los cambios de trimado en altas
velocidades.
4
1.3 DESCRIPCIÓN DE LOS DISPOSITIVOS.
1.3.1 Flaps.
El flap de popa representa una extensión del casco a popa del espejo, en forma de una placa
plana o aleta. Son dispuestos en el espejo en un ángulo relativo a un plano horizontal o a la
proyección de la línea de fondo del casco.
El flap produce una caída en la velocidad del flujo bajo el casco, en una zona que se extiende
generalmente desde un punto a proa de la hélice hasta el espejo. Esta reducción en la velocidad
del flujo causa un aumento en la presión del fluido bajo el casco, que a su vez, produce la
reducción de la resistencia debido a la succión en el cuerpo de popa (reducción del drag de
forma).
Efectos secundarios del flap de popa son la mejora de la interacción casco‐hélice, debido
aumento de la longitud del casco que este dispositivo aporta, mejorando el rendimiento del
sistema propulsivo, la reducción de la carga y la tendencia a la cavitación en la hélice.
Figura 1. Presentación esquemática de un flap de popa.
5
1.3.2 Wedge (cuña de trimado).
Como su nombre lo indica es un apéndice con forma de cuña instalado en el fondo del casco
directamente bajo el espejo. La presencia de la cuña produce variaciones en la velocidad del
flujo de agua, disminuyendo su velocidad a medida que se acerca al apéndice y aumentándola
bruscamente en el borde de salida. De esta forma una embarcación con este tipo de apéndice
mejoras las características de la separación del flujo y disminuye la turbulencia generada en la
popa.
Al igual que el flap, la cuña produce in incremento local de la presión bajo el casco debida al
disminuir la velocidad del flujo, lo que genera una fuerza de empuje en la dirección de
desplazamiento. Claramente el propio apéndice añade cierta resistencia, pero su presencia
modifica el flujo de forma tal que sus beneficios son mayores cuando el diseño es apropiado.
Los beneficios secundarios incluyen una mejora en las condiciones de operación del propulsor,
contribuyendo a una distribución de velocidad del flujo más uniforme en la hélice.
Figura 2. Presentación esquemática de una cuña.
6
1.3.3 Interceptor.
Basado en el concepto de interceptar el flujo del agua bajo el casco, con la introducción de una
placa rígida de metal u otro material, el interceptor crea una cuña virtual de agua delante del
mismo, generando un aumento local de la presión. El flujo es desviado cuando se aproxima a
esta zona de alta presión, dando origen a fuerzas de lift, similar al producido por un flap o cuña.
Los flaps se extienden a popa del espejo, y que dependiendo de la forma del casco no pueden
ocupar toda la exención de la manga en popa. Los interceptores en cambio pueden ajustarse a
cualquier forma, y en principio a cualquier tipo de propulsión. La proyección del interceptor
puede ser ajustado a través de un actuador hidráulico u otro sistema mecánico, siendo posible
ajustar su altura a una posición óptima, obteniéndose el máximo de rendimiento en cada
velocidad
Otro de los beneficios de los interceptores se relacionan con la modificación del tren e olas y la
formación de estela, la cual se desarrolla más a popa y más suavemente que en el caso de los
flaps.
Figura 3. Presentación esquemática de un interceptor.
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1.4 COMPARACIÓN ENTRE LOS DISPOSITIVOS.
De a cuerdo a los antecedentes, el interceptor presenta mayores ventajas para su aplicación en
la embarcación en análisis. La principal razón es el reducido peso del apéndice y de los
mecanismos y sistemas de control del mismo.
Las ventajas de los interceptores respecto a otros apéndices son:
Menor resistencia generando igual fuerza de lift, lo que lleva a la optimización de la
velocidad.
Respuesta dinámica más rápida a los movimientos de pitch y roll.
No se extienden a popa del espejo, por lo que no causa problemas con el retorno de
flujo para su aplicación en sistemas propulsivos de water jets o complicaciones en el
manejo de aparejos en embarcaciones de pesca.
Pueden ser operados con dispositivos eléctricos, lo que reduce los problemas ocurridos
con sistemas mecánicos e hidráulicos.
Figura 4. Comparación de la distribución de presiones en un flap o cuña (izquierda) y un interceptor
(derecha)
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Los interceptores son una buena alternativa, en especiales circunstancias, tales como:
Cuando no se necesita una gran fuerza de lift.
Cuando el área del requerida para la instalación de un flap es restringida por la
configuración de la popa.
Cuando el peso es un parámetro crítico, y el centro de gravedad no pueden ser
desplazado más a popa, principalmente en pequeñas embarcaciones.
La siguiente tabla compara los parámetros más importantes que caracterizan a los apéndices en
estudio.
Parámetro Flap / wedge Interceptor
Fuerza de lift Alta Baja
Resistencia/trimado óptimo Bueno Bueno
Peso Alto Bajo
Instalación Difícil Simple
Costo Alto Bajo
Mantenimiento Complicado Simple
Posibles daños por objetos flotantes Bajo riesgo Alto riesgo
Referencias de uso Muchas Pocas
Tabla 2. Ventajas y desventajas de los dispositivos.
A pesar de que los interceptores no generan grandes fuerzas de lift en comparación a los flaps,
estos tienen la ventaja de un bajo costo de fabricación, operación y mantenimiento, y todo en
base a un diseño mucho más simple.
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CAPÍTULO II
2.1 DEFINICIÓN DE LA EMBARCACIÓN EN ESTUDIO.
2.1.1 Prototipo.
El modelo utilizado en el presente análisis corresponde a una embarcación de pesca construida
por el español Astillero Asfibe. Sus características principales son presentadas en la tabla 3. Se
ha seleccionado una condición de carga, tomándose como referencia el cuadro de pesos del
Libro de Estabilidad del buque:
Buque de pesca Asfibe 2B, escala 1:10
Eslora total LOA 25,230 m
Eslora en flotación LWL 23,350 m
Calado de popa TA 2,672 m
Calado de proa TF 1,872 m
Trimado t 0,800 m
Coeficiente de bloque CB 0,405
Superficie mojada S 154,990 m2
Desplazamiento Δ 80,600 ton
Tabla 3. Características del prototipo.
Figura 5. Vista transversal de las secciones de diseño del casco 2B.
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2.1.2 Modelo a escala.
El modelo fue construido en poliéster reforzado con fibra de vidrio, con un factor de escala 1:10.
Los ensayos de remolque fueron realizados en canal de ensayos hidrodinámicos de la ETSIN,
España. Las dimensiones del canal son de 100 metros de largo, 3,8 metros de ancho y 2,2
metros de profundidad, con un carro puede alcanzar una velocidad de hasta 4,5 m/s. Las
variables medidas en los ensayos comprenden la resistencia al avance, variación de trimado y
hundimiento en las distintas velocidades. Las dimensiones del modelo han resultado las
siguientes:
Modelo Asfibe 2B, escala 1:10
Eslora total LOA 2,523 m
Eslora en flotación LWL 2,335 m
Calado de popa TA 0,267 m
Calado de proa TF 0,187 m
Trimado t 0,080 m
Coeficiente de bloque CB 0,405
Superficie mojada S 1,550 m2
Volumen máxima carga 80 dm3
Tabla 4. Características del modelo para ensayo de canal.
Los ensayos se realizaron como estimuladores de turbulencia de 3 mm de diámetro y una altura
aproximada de 3 mm, ubicados en la sección 19 ½, con una separación entre ellos de 2,5 cm.
En el ensayo se evaluaron cuatro configuraciones de interceptores, incluyendo la condición sin
el apéndice, en cuatro velocidades correspondientes al prototipo de 10, 12, 14, 16 kn. Los
interceptores evaluados tienen una envergadura de 4,208 metros y alturas o cuerdas de 5 y 10
centímetros (dimensiones del prototipo).
11
Figura 6. Interceptor con 5 cm de cuerda. Ref. [10]
Figura 7. Interceptor con 10 cm de cuerda. Ref. [10]
2.2 DEFINICIÓN CONDICIONES DE ESTUDIO.
2.2.1 Sistema de unidades.
Se utilizó el sistema internacional de medidas en formato MKS, para llevar a cabo este estudio,
por tanto las unidades utilizadas fueron las siguientes.
Constante Unidad Símbolo
Longitud Metros m
Masa Kilogramos Kg
Tiempo Segundos s
Fuerza Newton N
Presión Pascal N / m2
Tabla 5. Sistema de unidades utilizado.
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2.2.2 Sistemas locales y globales de coordenadas.
Como sistema de coordenadas globales se eligió un sistema cartesiano, empleado por
Rhinoceros, ICEM CFD y ANSYS CFX. El eje X se definió en la dirección longitudinal (eslora), el eje
Y se definió en la dirección transversal (manga) y el eje Z en la dirección vertical (puntal).
2.2.3 Constantes físicas
Densidad del agua FW 13º 101,87 kg s2 /m4
Peso específico del agua FW 13º 999,4 kg /m3
Viscosidad cinemática FW 13º 1.2036*10-6 m2 /s
Densidad del aire air 0,121 kg s2 /m4
Peso Específico del aire air 1,185 kg /m3
Aceleración de gravedad. g 9,81 m/ s2
Tabla 6. Constantes físicas utilizadas.
13
2.3 DESARROLLO DEL ANÁLISIS NUMÉRICO.
El proceso de análisis se divide en cuatro pasos; preparación de la geometría, creación de la
malla, configuración del modelo CFD enmarcados en la etapa de pre proceso, cálculo y de post
proceso.
Figura 8. Esquema de análisis.
2.3.1 Preparación de la geometría.
El dominio, porción del tanque de pruebas donde se definen los volumen de control de agua y
aire junto con la superficie libre entre los fluidos, la forma del casco y el apéndice son creados
utilizando el software CAD Rhinoceros 4.0.
INICIO
PRE PROCESAMIENTO
Geometría
Mallado
Propiedades del fluido
Condiciones de contorno
SOLUCIÓN
Solución iterativa de ecuaciones básicas
FIN
POST PROCESAMIENTO
Análisis de resultados.
Visualización de resultados
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Resulta apropiado en este tipo de análisis, la utilización de un plano vertical de simetría ubicado
en la crujía del modelo, que divide la geometría del dominio y el casco, asumiéndose por lo
tanto, que el flujo tiene un comportamiento simétrico a ambas bandas de la embarcación,
debiendo aplicarse las condiciones de contorno adecuadas en el plano de simetría. Esta
simplificación permite disminuir a la mitad en número de elementos requeridos para el análisis
y por consiguiente el tiempo requerido en la etapa de cálculo.
El tamaño del dominio que encierra el flujo debe ser lo suficientemente grande para evitar los
efectos de aguas restringidas (bloqueo). De esta forma se asignó una longitud del tanque
equivalente a tres esloras del modelo, un ancho y profundidad de una eslora, de acuerdo a lo
presentado en la figura 9, en base a las recomendaciones de la Universidad de IOWA. En esta
oportunidad no se ha utilizado un dominio con forma de primas rectangular, sino que se ha
optado por una sección transversal y pared de salida distinta circular, que permite eliminar
porciones del volumen de agua, los que se consideran no son afectados por la presencias del
modelo, por lo que no influyen en los resultados. Esto fue comprobado realizando ensayos con
las mismas condiciones iniciales en ambas configuraciones del dominio, donde no se apreciaron
diferencias atribuibles a efectos secundarios por la modificación de la forma, más que los
mínimos esperados por la incapacidad de reproducir una malla de forma exacta para ambos
casos.
Figura 9. Dimensiones principales del dominio.
Rhinoceros permite realizar rápidamente modificaciones en el tamaño del interceptor, trimado
y hundimiento del modelo, según lo observado experimentalmente para cada velocidad.
15
2.3.2 Generación de la malla.
En esta etapa se utilizó el software ICEM CFD para la generación de una malla híbrida, la que se
compone de un mallado no estructurado de elementos volumétricos tetraédricos y de
superficies triangulares (tetra/mixed). Su principal ventaja es la posibilidad de realizar un
mallado automático, por lo que es muy recomendable para casos con geometrías complejas. Sin
embargo, dado la forma de almacenar la información en la memoria, se requieren
computadoras con mejores características que las que se podrían utilizar en un mallado
estructurado o bien un mayor tiempo de cálculo.
Sin duda resulta la etapa que requiere una mayor interacción por parte del usuario, ya que, y a
pesar de la generación automática de la malla, es necesario un proceso de edición para eliminar
errores producidos en el proceso de mallado, para asegurar la correcta ejecución de los
cálculos, junto con una mejor adaptación de la malla a la geometría.
Adicionalmente se realizaron refinamientos locales en las zonas que se consideran más críticas
para el flujo, empleándose el mecanismo de inflación utilizando elementos prismáticos
estructurados en las superficies del casco, superficie libre e interceptor.
Figura 10. Presentación del dominio con mallado del tipo no estructurado.
16
2.3.2.1 Elección del tamaño de los elementos.
Es difícil especificar el tamaño exacto que se requiere en las primeras etapas, por lo tanto, la
calidad de la malla debe verificarse posteriormente en la etapa de post‐proceso, representando
gráficamente o por algún otro análisis que permita determinar las variables flujo (se trata de un
criterio muy simple, pero útil en la práctica).
Se inició el análisis generando dos configuraciones de mallas que fueron comparadas con los
resultados experimentales para la embarcación en la condición sin interceptor. La primera,
denominada “Malla Nº1”, consistía en una malla generada tradicionalmente utilizando tamaño
de elementos globales para las superficies del casco y la superficie libre, figura 11. En la
segunda, denominada “Malla Nº2”, con el fin de poder capturar mejor los efectos del fluido que
circula en torno al modelo se ideó una distribución de elementos de diferente a través del
dominio, donde el tamaño de los elementos varía en una misma superficie (casco y superficie
libre), figura 12, lo que permite general elementos muy pequeños y aumentar su concentración
en una zona cercana al casco, de acuerdo a las siguientes consideraciones:
En lugares del dominio donde las variables cambian rápidamente, el tamaño de los
elementos deberá ser más pequeño comparado que con los elementos adyacentes. Esto
es importante en regiones donde el gradiente de velocidad es alto, como el caso de la
capa límite del fluido en la superficie del casco, y en regiones donde hay importantes
cambios en el volumen del fluido, en el caso de la superficie libre del agua por la
generación del tren de olas.
En zonas alejadas de las que presentan mayor interés en el análisis, los elementos
pueden ser más grandes, para reducir los recursos computacionales por el menor
número de elementos que significaría aplicar esta consideración.
Se estableció, debido a las restricciones en la capacidad de cálculo de la computadora utilizada,
que ambas mallas debían contar con aproximadamente el mismo número de elementos,
generando un numero de elementos cercano a los cinco millones para la condición que incluye
interceptor.
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Tamaño de elementos del casco: La resistencia por aire representa un pequeño porcentaje de
la resistencia total, en un valor del orden del 2% de la resistencia total del casco desnudo, por
esta razón, errores en la estimación de esta resistencia no resultan importantes en comparación
a la resistencia viscosa y de olas que afectan a la obra viva. Bajo este criterio, se dividió en casco
a través en un plano paralelo a la superficie libre, asignado un tamaño de elementos mucho
mayor en la obra muerta para la malla Nº2. Aumentar el tamaño de los elementos en esta zona
permite ahorrar un número importante de elementos que serán utilizados en la parte
sumergida del casco.
Malla Obra viva Obra muerta
Tamaño en %LWL Tamaño [m] Tamaño en % LWL Tamaño [m]
Malla Nº1 0,50 % 0,0117 0,50% 0,0117
Malla Nº2 0,25% 0,0058 2,00% 0,0467
Tabla 7. Tamaño de los elementos utilizados en el casco.
Figura 11. Casco con elementos de tamaño y distribución de acuerdo a la malla Nº1.
Figura 12. Casco con elementos de tamaño y distribución de acuerdo a la malla Nº2.
18
Figura 13. Una vista detallada de los elementos en ambas mallas, Nº1 (izquierda) y Nº2 (derecha).
Tamaño de elementos en la superficie libre: Con el objetivo de una mejor predicción del tren
de olas principalmente en la zona cercana a la popa, se delimitó un área de la superficie libre en
torno al casco, con elementos de tamaño mucho menor al resto de la superficie. Esta área se
extiende a una distancia equivalente a la manga hacia el costado y media eslora a popa de la
embarcación.
Malla Región cercana al casco Región alejada al casco
Tamaño en %LWL Tamaño [m] Tamaño en % LWL Tamaño [m]
Malla Nº1 1,00 % 0,0234 1,00 % 0,0234
Malla Nº2 0,50% 0,0058 2,00% 0,0467
Tabla 8. Tamaño de los elementos utilizados en la superficie libre.
Figura 14. Superficie libre con elementos de tamaño y distribución de acuerdo a la malla Nº1.
19
Figura 15. Superficie libre con elementos de tamaño y distribución de acuerdo a la malla Nº2.
Tamaño de elementos en el interceptor.
Tamaño en %LWL Tamaño [m]
0,10 % 0,00234
Tabla 9. Tamaño de los elementos utilizados en el interceptor.
Figura 16. Mallado del casco e interceptor (en verde).
Parametros de Inflación.
Ítem Número de capas Altura inicial [m]
Casco (solo en la obra viva en la malla Nº2) 20 0,0022
Interceptor 10 0,0022
Superficie Libre 10 0,0044
Tabla 10. Parámetro para la generación de la mallas primáticas.
20
La siguiente tabal presenta una comparacion de el número de elementos generados en las
diferentes mallas para la condición sin interceptor, donde se aprecia clarante la prioridad que
entraga la segunda malla al número total de elementos presentes en el volumen del agua.
Locación Malla Nº1 Malla Nº2 % Diferencia
Volumen de Agua 2101135 2328874 10,84%
Volumen de Aire 2766929 1077318 ‐61,06%
Casco obra viva 22302 84810 280,29%
Casco obra muerta 27853 4818 ‐82,70%
Nº total de elementos 5055978 3593545 ‐28,92%
Nº total de nodos 1776631 1443044 ‐18,78%
Tabla 11. Comparacion del número de elementos generados en cada malla.
De acuerdo a los resultados obtenidos en el analsis preliminar, presentados en la tabla 12, de ha
selelecionado la malla denominada Nº2 como la más apropiada para el desarrollo completo del
análisis, por entregar una mejor aproximación a los resultados obtenidos experimentalmente,
ver tabla 13.
Velocidad prototipo 5,144 6,173 7,202 8,230 m/s
Velocidad Modelo 1,627 1,952 2,277 2,603 m/s
Número de Froude 0,340 0,408 0,476 0,544
Resistencia experimental 25,13 43,99 71,49 82,95 N
Resistencia Malla Nº1 31,38 48,79 62,15 76,77 N
Resistencia Malla Nº2 30,29 46,30 62,24 77,99 N
Tabla 12. Resistencia experimental y numérica para las diferentes mallas.
Velocidad Modelo 1,627 1,952 2,277 2,603 m/s
Malla Nº1 24,85% 10,89% ‐13,07% ‐7,46%
Malla Nº2 20,51% 5,24% ‐12,95% ‐5,99%
Tabla 13. Error porcentual respecto a los resultados experimentales.
21
De acuerdo a lo esperado, es la malla Nº2 quien presenta una mejor aproximación a los
resultados obtenidos experimentalmente. Por esta razón es la configuración de malla elegida
para realizar la totalidad del análisis.
Figura 17. Detalle de la distribución de elementos en la malla Nº2. Diferenciación del tamaño de
elementos en el casco y superficie libre, inflación de la malla en la superficie libre, interceptor y obra viva
del casco.
Número de elementos genrados en la malla de configuracion Nº2 para la condición que incluye
el interceptor.
Locación Malla Nº1
Volumen de Agua 3687402
Volumen de Aire 1679561
Casco obra viva 133218
Casco obra muerta 6545
Interceptor 536
Nº total de elementos 5055978
Nº total de nodos 1776631
Tabla 14. Número de elementos generados.
22
2.4 CONFIGURACIÓN DEL MODELO CFD.
2.4.1 Visión general del modelo matemático.
El punto de partida para los cálculos de flujos viscosos son las ecuaciones de Navier‐Stokes, es
decir, las ecuaciones de conservación de masa y de momento. A partir de ellas las RANSE
(Reynolds, Averaged Navier‐Stokes Equations) utilizan un proceso de solución que consiste en
descomponer las variables de las ecuaciones Navier‐Stokes, en una componente media o
promedio (promediada en el tiempo, time‐averaged) y una componente variable (fluctuating).
Por ejemplo, la velocidad puede ser separada en sus componentes de la forma:
´
donde es la velocidad media y ` la componente variable.
De la misma manera, la presión y otras magnitudes escalares pueden ser descompuestas de
esta misma forma, para una variable cualquiera:
Φ Φ Φ´
Con la sustitución de estas expresiones en las ecuaciones de continuidad y de conservación de
momento y masa se obtiene:
Ecuación de continuidad:
0
Ecuación de momento:
El termino , el esfuerzo aparente debido a la turbulencia, llamado el esfuerzo de
Reynolds, el cual es una variable desconocida, por lo que se requieren ecuaciones adicionales
23
para completar el sistema de ecuaciones. Las ecuaciones faltantes las componen los llamados
modelos de turbulencia. Para el caso en estudio, el modelo de turbulencia utilizado es modelo
denominado (k‐ε), el cual es resuelto en dos ecuaciones, las ecuaciones de transporte basadas
en dos parámetros que definen un modelo de flujo turbulento; la energía cinética “k” y la tasa
de disipación “ε”.
La razón para uso las ecuaciones promediadas de Reynolds, en lugar de resolver las ecuaciones
de Navier‐Stokes de forma exacta, es que el método numérico de las ecuaciones exactas
requiere:
El tamaño de los volúmenes de control (tamaño de los elementos) debe ser comparable
y adecuado al tamaño de los vórtices más pequeños que se generan en el flujo
turbulento.
Asignar el valor del time‐step exacto para resolver el fenómeno de la turbulencia.
Para números de Reynolds altos (flujo turbulento), la solución no es posible debido a que los
recursos computacionales necesarios para alcanzar la solución exceden las capacidades de los
computadores actuales. Es por esta razón es que se utiliza el enfoque RANSE, donde el tamaño
de los volúmenes de control y el time‐step debe ser suficiente para resolver solamente un flujo
promedio. Esto reduce considerablemente los recursos necesarios, entregando una buena
aproximación en sus resultados.
2.4.2 Condiciones de contorno.
Se utilizaron cinco tipos de condiciones de contorno para simular las condiciones del canal de
pruebas: Entrada, Salida, Apertura, Pared y plano de simetría.
La condición de entrada (Inlet) fue utilizada en la pared por la cual el flujo entra directamente
en el dominio. Esta condición de contorno puede ser configurada de muchas maneras
dependiendo de cómo se especifican las condiciones, y qué modelo físico se esté utilizando,
particularmente en la simulación.
24
Inlet:
Velocity inlet
Outlet:
Pressure outlet
Symetry:
Symetry
Top:
Opening
Hull:
No‐slip wall
Side:
Slip wall
Free‐surface
La condición de salida (Outlet) se asigna a la pared por la cual el flujo abandona el dominio. Esta
condición de contorno se específica para la salida del flujo en régimen subsónico, bajo algunos
requisitos de presión, velocidad y flujo de masa.
La condición de contorno de pared (Wall) se asigna a superficies caracterizase por ser
impermeables, definida por defecto en CFX. La forma en que una superficie con esta condición
de contorno interactúa con el fluido puede ser definida de las formas No‐Slip Wall (superficie sin
deslizamiento) y Slip Wall (superficie con deslizamiento). En el caso de No‐Slip, el fluido que
tendrá la misma velocidad que la pared que está en contacto (con u, v, w =0) simulando cierta
rugosidad en la superficie, esto permite la generación de una gradiente de velocidad del flujo la
superficie del casco (capa límite). Por otro lado la condición de deslizamiento (slip‐wall) se
utiliza en la pared que delimita el dominio por el costado, de la que se espera tenga la menor
influencia sobre el flujo.
La condición de apertura (Opening) es usada donde la información que describe el flujo no es
completamente conocida. Por ejemplo en el caso de la pared superior donde la presión es
conocida pero no así la dirección del flujo.
Además, debido a que la simulación ha sido simplificada considerando solo la mitad del modelo,
se utiliza un plano vertical con condición de simetría en y = 0.
Figura 18. Condiciones de contorno.
25
2.4.3 Criterio de solución.
La preparación de la geometría, creación de la malla, solución del flujo y post proceso para una
condición y velocidad especifica, se utilizó alrededor de un día de trabajo. La generación de la
malla y los cálculos fueron realizados en un computador con un procesador Intel Pentium de
cuatro núcleos a una velocidad de 2.6 GHZ y 8 Gb de memoria RAM.
La convergencia fue evaluada utilizando los siguientes parámetros contrastados con un número
límite de iteraciones: Valores residuales de momento y masa (< 1e‐04) y las fuerzas que actúan
en el casco en la dirección del flujo (fuerza normal y tangencia en las dirección X). A través de la
visualización de las fuerzas por medio de un monitor gráfico, se observó que la convergencia de
las fuerzas era suficientemente buena, aproximadamente en 500 iteraciones, por lo que se
procedió a detener el proceso iterativo fijando en 500 el número máximo de iteraciones.
26
2.5 VALIDACIÓN.
Para asegurar la calidad en los resultados proporcionadas por los CFD se requiere una
cuantificación de la incertidumbre de los resultados. Esta incertidumbre se debe tanto a
errores en el modelo (incertidumbre en la representación matemática de la realidad física)
como a errores numéricos (incertidumbre en las soluciones numéricas de las ecuaciones
matemáticas).
Los errores en el modelo son debidos por ejemplo a los inadecuados modelos de turbulencia en
el enfoque viscoso o a las condiciones de contorno. Entre las fuentes de errores numéricos se
pueden señalar: la transformación del sistema de coordenadas, el acoplamiento velocidad‐
presión, los procesos iterativos y de mallado no convergentes, aproximaciones geométricas y los
redondeos del computador.
Por lo tanto, se requieren algunas herramientas que permitan identificar errores en el modelo y
reducirlos a través de una mejora en la representación física del problema o en la
representación matemática. Conviene recordar que la aplicación rigurosa de estos
procedimientos permitirá aumentar la confianza en las soluciones proporcionadas por los
CFD.
• Verificación: La verificación de un software consiste en comprobar que represente
correctamente el modelo matemático que forma la base de éste.
• Validación: La validación es la demostración de que el software verificado representa
adecuadamente la realidad física. Dentro de esta validación está la comparación de los
valores numéricos con los experimentos obtenidos en un canal de ensayos.
27
CAPÍTULO III
3.1 PRESENTACIÓN DE RESULTADOS.
Los resultados numéricos serán presentados de acuerdo a la apreciación más moderna la
resistencia total de una embarcación en la condición de casco desnudo, la que divide la
resistencia total en una componente y viscosa y otra debida a la formación de olas.
La resistencia viscosa ofrecida por los fluidos de agua y aires asociada a los esfuerzos
tangenciales y la resistencia por formación de olas debida a las fuerzas normales sobre la
superficie del casco, pueden ser calculadas directamente por ANSYS CFX. Esto da la posibilidad
de analizar de forma separada la influencia del interceptor en cada una de las resistencias
componentes.
3.1.1 Casco sin interceptor.
Velocidad prototipo 10 12 14 16 kn
Velocidad prototipo 5,144 6,173 7,202 8,230 m/s
Velocidad Modelo 1,627 1,952 2,277 2,603 m/s
Número de Froude 0,340 0,408 0,476 0,544
Número de Reynolds 3,16E+06 3,79E+06 4,42E+06 5,05E+06
Trimado dinámico (EFD) ‐0,454 ‐1,110 ‐2,550 ‐3,368 deg
Hundimiento (EFD) ‐6,481 ‐8,102 11,858 27,981 mm
Resultados EFD
RT EFD 25,13 43,99 71,49 82,95 N
CT EFD 1,22E‐03 1,49E‐03 1,78E‐03 1,58E‐03
Resultados CFD
RT CFD 30,29 46,30 62,24 77,99 N
CT CFD 1,53E‐03 1,65E‐03 1,54E‐03 1,46E‐03
RW 22,75 36,08 49,96 63,52 N
RV 7,54 10,22 12,28 14,47 N
Diferencia EFD ‐ CFD 20,51% 5,24% ‐12,95% ‐5,99%
Tabla 15. Resistencia experimental y numérica en la condición sin interceptor.
28
Figura 19. Comparación entre los casos experimentales y numéricos para la condición sin interceptor.
3.1.2 Casco con interceptor de 5 cm.
Velocidad prototipo 10 12 14 16 kn
Velocidad Modelo 1,627 1,952 2,277 2,603 m/s
Número de Froude 0,340 0,408 0,476 0,544
Número de Reynolds 3,16E+06 3,79E+06 4,42E+06 5,05E+06
Trimado dinámico (EFD) ‐0,054 ‐0,427 ‐1,256 ‐1,578 deg
Hundimiento (EFD) ‐5,257 ‐7,953 3,106 11,547 mm
Resultados EFD
RT EFD 28,547 44,410 63,834 75,282 N
CT EFD 1,39E‐03 1,50E‐03 1,59E‐03 1,43E‐03
Resultados CFD
RT CFD 31,493 46,962 58,726 65,822 N
CT CFD 1,53E‐03 1,59E‐03 1,46E‐03 1,25E‐03
RW 23,938 36,479 45,191 48,159 N
RV 7,555 10,484 13,535 17,663 N
Diferencia EFD ‐ CFD 10,32% 5,75% ‐8,00% ‐12,57
Tabla 16. Resistencia experimental y numérica en la condición con interceptor de 5 cm.
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
Resistencia Total [N]
Velocidad modelo [m/s]
Resistencia Total RtSin interceptor
Comparación de resultados numéricos y
experimentales . Modelo esc. 1:10
Rt Experimental
Rt Numérica
29
Figura 20. Comparación entre los casos experimentales y numéricos con interceptor de 5 cm.
3.1.3 Casco con interceptor de 10 cm.
Velocidad prototipo 10 12 14 16 kn
Velocidad Modelo 1,627 1,952 2,277 2,603 m/s
Número de Froude 0,340 0,408 0,476 0,544
Número de Reynolds 3,16E+06 3,79E+06 4,42E+06 5,05E+06
Trimado dinámico (EFD) 0,119 ‐0,163 ‐0,903 ‐0,918 deg
Hundimiento (EFD) ‐5,001 ‐7,027 1,299 1,279 mm
Resultados EFD
RT EFD 31,235 45,793 63,853 76,243 N
CT EFD 1,52E‐03 1,55E‐03 1,59E‐03 1,45E‐03
Resultados CFD
RT CFD 34,003 48,750 62,575 67,149 N
CT CFD 1,66E‐03 1,65E‐03 1,55E‐03 1,28E‐03
RW 26,603 38,402 48,969 49,483 N
RV 7,400 10,347 13,606 17,66 N
Diferencia EFD ‐ CFD 8,86% 6,64% ‐2,00% ‐11,93
Tabla 17. Resistencia experimental y numérica en la condición con interceptor de 10 cm.
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
Resistencia Total [N]
Velocidad modelo [m/s]
Resistencia Total RtInterceptor 5 mm
Comparación de resultados numéricos y experimentales . Modelo esc. 1:10
Rt Experimental
Rt Numérica
30
10
20
30
40
50
60
70
80
90
1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
Resistencia Total [N]
Velocidad modelo [m/s]
Eficiencia de los interceptoresResultados experimentales ETSIN
Asfibe 2B esc. 1:10
Sin interceptor
Interceptor 5 mm
Interceptor 10 mm
10
20
30
40
50
60
70
80
90
1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
Resistencia Total [N]
Velocidad modelo [m/s]
Eficiencia de los interceptoresResultados numéricos ANSYS CFX
Asfibe 2B esc. 1:10
Sin interceptorInterceptor 5 mmInterceptor 10 mm
Figura 21. Comparación entre los casos experimentales y numéricos para la condición con interceptor de
10 cm.
Figura 22. Curvas de resistencia obtenidas en los dos tipos de análisis.
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
Resistencia Total [N]
Velocidad modelo [m/s]
Resistencia Total RtInterceptor 10 mm
Comparación de resultados numéricos y experimentales . Modelo esc. 1:10
Rt Experimental
Rt Numérica
31
20
30
40
50
60
70
1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
Resistencia [N]
Velocidad modelo [m/s]
Resistencia por formación de olasResultados numéricos ANSYS CFX
Asfibe 2B esc. 1:10
Rw Int 00 cmRw Int 05 cmRw Int 10 cm
5
10
15
20
1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
Resistencia [N]
Velocidad modelo [m/s]
Resistencia viscosaResultados numéricos ANSYS CFX
Asfibe 2B esc. 1:10
Rv Int 00 cmRv Int 05 cmRv Int 10 cm
‐4
‐3
‐2
‐1
0
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
Trim
ado dinám
ico [grados]
Velocidad modelo [m/s]
Trimado dinámicoResultados experimentales ETSIN
Asfibe 2B esc. 1:10
Sin interceptor
Interceptor 5 mm
Interceptor 10 mm
‐15
‐5
5
15
251,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8H
undim
iento [mm]
Velocidad modelo [m/s]
HundimientoResultados experimentales ETSIN
Asfibe 2B esc. 1:10
Sin interceptor
Interceptor 5 mm
Interceptor 10 mm
Figura 23. Mediciones experimentales del hundimiento y cambio de trimado del modelo.
Figura 24. Valores de la resistencia viscosa y por formación de olas obtenidas numéricamente.
32
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60
Rt int/Rt BH
Número de Froude
Eficiencias de los interceptoresResultados numéricos ANSYS CFX
Modelo Asfibe 2B esc. 1:10
00 cm CFD05 cm CFD10 mm CFD
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60
Rt int/Rt BH
Número de Froude
Eficiencias de los interceptoresResultados experimentales ETSIN
Modelo Asfibe 2B esc. 1:10
00 cm EFD05 cm EFD10 mm EFD
La componente de la resistencia debida a la formación de olas varia de un 73% a 80% de la
resistencia total de casco desnudo en el rango de velocidades analizado (0,340 < Fn < 0,544).
Este es un aspecto importante, quizá el aspecto más significativo de esta componente, y el que
le confiere mayor importancias es su capacidad de experimentar variaciones importantes ante
la con la utilización del interceptor.
3.1.4 Eficiencia de los interceptores.
A pesar de que la eficiencia de los interceptores estimada a través de los diferentes métodos de
análisis presenta una discrepancia importante en términos cuantitativos, en ambos casos es
clara la tendencia al interceptor que presenta las mejores características. En este caso es el
interceptor de 5 centímetros de cuerda el más eficiente en todas las velocidades respecto al
interceptor de 10 centímetros.
Figura 25. Curvas de eficiencia de los interceptores en las diferentes velocidades.
33
3.2.5 Selección del interceptor óptimo.
A continuación se presenta un resumen de las características y rendimiento esperado del
interceptor elegido como el más adecuado para el rango de velocidades analizado.
Resumen de optimización Interceptor 5 cm
Cuerda 0,05 m
Envergadura 4,208 m
Promedio de reducción de resistencia 7,54 %
Máxima reducción de resistencia 10,71 % @ 15 kn
Incremento de la velocidad de diseño (16 kn) 1.15 kn
Efectivo a partir de los: 13 kn
Tabla 18. Características del interceptor óptimo.
3.2 BENEFICIOS.
Respecto a los beneficios asociados a reducción de la resistencia al avance de una embarcación
y por la consiguiente reducción de la potencia requerida, la reducción del consumo de
combustible y de las emisiones es un aspecto importante en la operación de la embarcación, ya
sea en aspectos económicos o por las normativas impuestas por las organizaciones
internacionales para el control de la polución.
De acuerdo a las especificaciones técnicas del motor propulsor empleado por el astillero en este
diseño (CAT 3512 1678 bkW @ 1900), se ha realizado una comparación cuantitativa de la
reducción del consumo de combustible y la emisión de gases contaminantes del motor
principal, entre la embarcación base, sin interceptor, y la condición que integra el interceptor de
5 cm. Este análisis considera el accionamiento del interceptor en velocidades superiores a los 13
kn, ya que en velocidades menores es desfavorable su uso.
34
Velocidad 10 12 14 16 kn
RW 1 18908 35605 60796 69081 N
RF2 4747 6690 8944 11501 N
RT NH 23655 42295 69740 80583 N
RT CS3 29597 51385 84639 97862 N
EkW 152 317 610 805 kW
BkW4 269 560 1076 1422 kW
Consumo de combustible5
Original 72,24 141,52 258,38 344,24 l/hr
Optimizado (inter. 5 cm.) 72,24 141,52 231,25 304,55 l/hr
Emisiones5
NOx (Óxidos Nitrosos)
Original 2,288 4,766 9,159 12,102 kg/hr
Optimizado (inter. 5 cm.) 2,288 4,766 8,129 10,923 kg/hr
HC (Hidrocarburos)
Original 0,014 0,028 0,052 0,069 kg/hr
Optimizado (inter. 5 cm.) 0,014 0,028 0,046 0,061 kg/hr
CO (Monóxido de Carbono)
Original 0,040 0,079 0,145 0,193 kg/hr
Optimizado (inter. 5 cm.) 0,040 0,079 0,129 0,171 kg/hr
Tabla 19. Estimación de potencia exigida al motor y condiciones de operación en las diferentes
velocidades.
1 Obtenida de los ensayos experimentales utilizando la Ley de Similitud de Froude. 2 Coeficiente de fricción según ITTC‐78 y corrección de rugosidad ATTC. 3 Se estima resistencia por apéndices de un 8% de la resistencia total NH. Resistencia por aire según Baker. 4 Calculado con un rendimiento propulsivo estimado de 0.566. 5 Según las especificaciones técnicas y curvas de rendimiento del motor.
35
0,0
2,0
4,0
6,0
8,0
10,0
12,0
14,08
10
12
14
16
18
Emisiones [kg/hr]
Velocidad [kn]
Emisiones de Óxidos Nitrosos Buque Asfibe 2b 80.6 ton
Motor propulsor CAT3512 1678 bkW @ 1900 rpm
NOx originalNOx optimizado
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
8
10
12
14
16
18
Emisiones [kg/hr]
Velocidad [kn]
Emisiones de Hidrocarburos y Monóxidos de Carbono
Buque Asfibe 2b 80.6 tonMotor propulsor CAT3512 1678 bkW @ 1900 rpm
HC originalHC optimizadoCO originalCO optimizado
Figura 26. Disminución de las emisiones de gases contaminaste.
Figura 27. Reducción del consumo de combustible.
50
100
150
200
250
300
350
400
8
10
12
14
16
18
Consumo [L/hr]
Velocidad [kn]
Consumo de CombustibleBuque Asfibe 2b 80.6 ton
Motor propulsor CAT3512 1678 bkW @ 1900 rpm
Consumo original
Consumo optimizado
36
3.3 OBSERVACIONES EN EL FLUJO DE POPA.
Puede obtenerse una gran cantidad de información cualitativa sobre el rendimiento del
interceptor a través de una observación más detallada de sus efectos sobre la altura y
localización de las olas, la modificación de la estela y características del flujo de que abandona el
espejo, donde olas de gran altura y turbulencia excesiva en el tren de olas representa una
importante pérdida de energía en el flujo de popa de un buque.
Pueden distinguirse tres tipos de flujo en la zona de popa; A bajas velocidades, el espejo e
interceptor se encuentra completamente sumergido, lo que se conoce como flujo convencional
con popa de espejo mojada (figura 28 en la velocidad de 10 nudos). La resistencia aumenta
debido al rompimiento de olas cercanas al espejo, separación de flujo y formación de remolinos.
A medida que la velocidad aumenta (figura 28 en la velocidad de 14 nudos), el espejo empieza a
ser visible ya que una menor cantidad de agua tiende a volver sobre el espejo, iniciando
cambios en el régimen de flujo. Sobre un pequeño rango de velocidades el flujo en la popa entra
en un régimen transitorio, en que periódicamente el flujo se separa y retorna sobre el espejo
mojándolo nuevamente. En velocidades mayores (figura 28 en la velocidad de 16 nudos), el flujo
se separa limpiamente y rompe alejado del borde del espejo e interceptor. La velocidad a la
cual este desprendimiento ocurre es afectada por factores que incluyen el desplazamiento,
ángulo de trimado dinámico, diseño del la popa y su inmersión, y específicamente la forma del
espejo y la altura o cuerda del interceptor.
Las imágenes del tren de olas y del flujo cercano a la popa obtenidas en la etapa de post‐
proceso, permite contrastar los efectos del interceptor sobre las características del flujo
respecto a la condición sin el apéndice. La comparación realizada a continuación la condición sin
interceptor respecto a la mejor alternativa evaluada anteriormente, interceptor de 5
centímetros.
37
Sin interceptor Con interceptor 5 mm 10 kn
12 kn
14 kn
16 kn
Figura 28. Comparación del flujo de popa y formación del tren cercano de ola en las condiciones sin y con
interceptor de 5 cm.
38
Los efectos del interceptor sobre el flujo en una zona localizada cerca del espejo, y sobre las
características del tren de olas (distancias desde el espejo de la primera cresta y su altura) son
una importante observación. A continuación se presenta la comparación del tren de olas
obtenidos para las condiciones sin y con interceptor, en la condición de carga y velocidades
descritas. En todas las velocidades es apreciable una diferencias en las forma de la ola generada
en popa, siendo significativa la reducción de su altura a partir de los 14 kn.
3.4 TREN DE OLAS.
Figura 29. Tren de olas generado por el casco sin interceptor (arriba) y con interceptor de 5 cm. (abajo) a
la velocidad de 10 nudos.
ASFIBE 2B ESC 1:10
VP = 10 kn Fn = 0,340
Sin interceptor
Con interceptor 5cm
39
Figura 30. Tren de olas generado por el casco sin interceptor (arriba) y con interceptor de 5 cm. (abajo) a
la velocidad de 12 nudos.
Figura 31. Tren de olas generado por el casco sin interceptor (arriba) y con interceptor de 5 cm. (abajo) a
la velocidad de 14 nudos.
ASFIBE 2B ESC 1:10
VP = 12 kn Fn = 0,408
Sin interceptor
Con interceptor 5cm
ASFIBE 2B ESC 1:10
VP = 14 kn Fn = 0,476
Sin interceptor
Con interceptor 5cm
40
Figura 32. Tren de olas generado por el casco sin interceptor (arriba) y con interceptor de 5 cm. (abajo) a
la velocidad de 16 nudos.
3.5 MODIFICACIÓN DEL CAMPO DE PRESIONES.
Para evaluar la magnitud en que el interceptor modifica el campo de presiones en el espejo y el
fondo del casco en una zona cercana a este, se visualizaron las presiones sobre la superficie del
casco utilizando las herramientas de post proceso. Se registró el valor de la presión en dos
puntos; punto A ubicado en el fondo a 10 mm delante del borde del espejo; y el punto B en el
espejo a 10 mm sobre el borde inferior del mismo, ambos en la línea de crujía.
A través de una gama de colores se indica la variación de presiones en el casco, utilizando una
escala de colores fríos a cálidos para indicar bajas y altas presiones respectivamente.
ASFIBE 2B ESC 1:10
VP = 16 kn Fn = 0,544
Sin interceptor
Con interceptor 5cm
41
VP = 10 kn Fn = 0,340
Sin intercep
tor
Con intercep
tor 5 m
m.
Figura 33. Presiones en el casco, velocidad de 10 nudos.
VP = 12 kn Fn = 0,408
Sin intercep
tor
Con intercep
tor 5 m
m.
Figura 34. Presiones en el casco, velocidad de 12 nudos.
A
B
A = 665,89 N/m2
B = 921,95 N/m2
A = 496,66 N/m2
B = 1171,46 N/m2
A
B
A
B
A = 466,02 N/m2
B = 824,62 N/m2
A = 248,97 N/m2
B = 1260,45 N/m2
A
B
42
VP = 14 kn Fn = 0.476
Sin intercep
tor
Con intercep
tor 5 m
m.
Figura 35. Presiones en el casco, velocidad de 14 nudos.
VP = 16 kn Fn = 0.544
Sin intercep
tor
Con intercep
tor 5 m
m.
Figura 36. Presiones en el casco, velocidad de 16 nudos.
A
B
A = ‐2,07 N/m2
B = 372,87 N/m2
A = 0,05 N/m2
B = 1476,33 N/m2
A
B
A
B
A = 1,62 N/m2
B = 374,01 N/m2
A = 7,22 N/m2
B = 1275,38 N/m2
A
B
43
‐100
0
100
200
300
400
500
600
700
800
1,40 1,65 1,90 2,15 2,40 2,65
Presión [N/m
2]
Velocidad modelo [m/s]
Presión en el espejo, Punto AResultados numéricos ANSYS CFX
Sin Interceptor
Interceptor 5 cm
200
400
600
800
1.000
1.200
1.400
1.600
1,40 1,65 1,90 2,15 2,40 2,65Presión [N/m
2]
Velocidad modelo [m/s]
Presión en el fondo, Punto BResultados numéricos ANSYS CFX
Sin Interceptor
Interceptor 5 cm
Figura 37. Efecto del interceptor en las presiones desarrolladas en el casco.
44
CONCLUSIONES
No obstante los avances de la dinámica de fluidos experimental y lo consolidado del
método, la demanda de un conocimiento más detallado del comportamiento del flujo,
con una mayor resolución de este en zonas cercanas al casco (capa límite) asociado con
el desplazamiento del buque a través del agua, va más allá de lo que actualmente las
herramientas experimentales pueden ofrecer. Por otro lado, los CFD resultan ser
bastante buenos proporcionando información que permite comprender el
comportamiento del flujo. De esta forma ambos pueden proveer la suficiente
información sobre las características del flujo para permitir a los ingenieros navales la
optimización de sus diseños. Considerandos los aspectos económicos y el tiempo
requerido entre los diferentes métodos, para los CFD resultan mucho menores, llegando
a masificarse su aplicación en investigación y diseño de embarcaciones. Predicción del
flujo viscoso en torno al casco, separación de flujo, resistencia viscosa, tren de olas,
posicionamiento de apéndices, interacción casco/propulsor, son algunas de sus
aplicaciones. De esta forma los CFD Y EFD suministrando información paralelamente
pueden complementarse uno al otro, para la predicción del comportamiento
hidrodinámico del buque.
En términos generales, la elección de un mallado adecuado es fundamental a la hora de
obtener una solución lo más exacta posible y sobre todo, en términos de ahorro de
tiempo, ya que no solo importa el tiempo utilizado en la construcción de la malla sino
también el tiempo necesario para realizar los cálculos, que dependen de forma
importante de la malla seleccionada.
Los interceptores pueden tener importantes efectos en el rendimiento de las
embarcaciones, si se toma en cuenta los beneficios en las primeras etapas en el proceso
de diseño para su dimensionamiento adecuado. Considerarlos como parte del diseño
inicial permitirá la selección y diseño del sistema propulsivo que permita un óptimo
rendimiento. Particularmente en el caso analizado, se concluye a partir de los resultados
experimentales y numéricos, que interceptor de 5 centímetros de cuerda es la mejor
alternativa, presentando ventajas de rendimiento en velocidades superiores a los 13
45
nudos. A velocidades menores a 13 nudos, la presencia del interceptor de 5 centímetros
resulta perjudicial, como se observa a partir de la intersección de las curvas de
resistencia entre la condición sin interceptor y las que incluyen el dispositivo, ver figura
22, debido fundamentalmente a que a medida que disminuye la velocidad la resistencia
por formación de olas representa un porcentaje cada vez menor de la resistencia total
de la embarcación, sobre la cual actúa el interceptor. En este rango de velocidad el drag
producido por la forma del interceptor, una placa completamente perpendicular al flujo,
supera la reducción de la resistencia que el dispositivo genera, resultando una
componente de fuerza opuesta a la dirección de desplazamiento de la embarcación.
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BIBLIOGRAFÍA
[1] Willliam Cave, Dominic Cusanelli., “Effect of stern fap on powering performance of the
FFG‐7 Class”, Marine Technology, Vol 30 N°1, Enero 1993.
[2] Cusanelli D. and Forgach K., “Stern flaps for enhanced powering performance”, Twenty‐
Fourth American Towing Tank Conference, College Station Texas, November 2‐3 1995.
[3] ZHANG Zhi‐rong, LIU Hui, ZHU Song‐ping, ZHAO Feng, “Application of CFD in ship
engineering design practice and ship hydrodynamics”, Conference of Global Chinese
Scholars on Hydrodynamics.
[4] Martín Priego Wood, Leo M. González, “RANSE with free surface computations around
fixed DTMB 5415 model and other Baliño’s fishing vessels”, 9th International
Conference on Numerical Ship Hydrodynamics, Michigan, USA, 5‐8 August 2007
[5] Gustavo Peláez, Elena Martín2, “Preliminary study of a new stern device to improve
efficiency in a fishing vessel”, First International Symposium on Fishing Vessel Energy
Efficiency E‐Fishing, Vigo, Spain, May 2010
[6] Y. B. Choi, “Energy Saving Device”, The House of Wisdom and innovation, Hydrodinamics
R&D Team, 2008.
[7] Boris BUĆAN, Marta Pedišić BUČA, Stanislav RUŽIĆ, “Numerical modelling of the flow
around the tanker hull at model scale”, Numerical Hydrodynamics Department, Ship
Hydrodynamics, Brodarski institute, Zagreb, Croatia, 2009.
[8] Cumming D., Pallard, “Overview of hydrodynamic research effort to derive a new stern
design for the HALIFAX Class Frigates”, 8th Canadian Marine Hydromechanics and
Structures Conference, 16‐17 October 2007.
[9] CATERPILLAR Marine Engine Selection Guide, CAT 3512B Brochure Specification.
[10] Patricio Sepulveda, “Diseño de interceptores en buques pesqueros con cascos prfv
utilizando códigos CFD”, Universidad Austral de Chile.
47
[11] “Estudio de optimización hidrodinámicas de las formas de una serie de buques
pesqueros de casco de PRFV”. Proyecto N° 0104. Canal de Ensayos Hidrodinámicos
E.T.S.I.N., UPM, 21 de diciembre 2001.
[12 ] “Estudio de optimización hidrodinámicas de las formas de una serie de buques
pesqueros de casco de PRFV” (Informe 2°). Proyecto N° 0104. Canal de Ensayos
Hidrodinámicos E.T.S.I.N., UPM, 02 de abril 2002.
[13] “Estudio de optimización hidrodinámicas de las formas de una serie de buques
pesqueros de casco de PRFV” (mediante CFD). Proyecto N° 02BB. Canal de Ensayos
Hidrodinámicos E.T.S.I.N., UPM, 30 de mayo 2002.
