Tesi andrea rossi gometra

UNIVERSITA’ DEGLI STUDI DI GENOVA Scuola Politecnica Laurea Magistrale in Yacht Design

Progetto di restauro di Gometra Imbarcazione a vela di 43 piedi del 1925

Relatori: Prof. Dario Boote Francesco Foppiano Andrea Rossi Mat: 3446456

Anno Accademico 2013/14

INDICE

pagina

Prefazione__________

5

Capitolo 1 – Introduzione

7

1.1 Storia di Gometra 1.1.1 Anni ’20 e ’30 – Regno Unito 1.1.2 Anni ‘40 – La Seconda Guerra Mondiale 1.1.3 Anni ‘40 – L’arrivo in Canada 1.1.4 Anni ’40-‘50 – La nuova avventura nel Pacifico 1.1.5 Anni ’70 – Le lunghe navigazioni

7 9 11 12 16

1.2 Altri esempi di restauro 1.2.1 Marga 1910 - Cantiere Tecnomar - Progetto Enrico Zaccagni 1.2.2 Oneone 1935 – Cantiere Del Carlo – Progetto Enrico Zaccagni 1.2.3 Bamba 1928 - Cantiere Pezzini- Progetto Studio Faggioni

18 19 20 21

Capitolo 2 – Analisi strutturale

23

2.1 Introduzione

23

2.2 Prove meccaniche sul legname originale 2.2.1 Individuazione delle componenti appropriate 2.2.2 Creazione dei provini 2.2.3 Verifica della massa volumica 2.2.4 Prove a flessione 2.2.5 Determinazione dei moduli elastici a flessione 2.2.6 Prove a compressione 2.2.7 Determinazione dei moduli elastici a compressione 2.2.8 Conclusioni

24 25 27 28 29 35 37 43 45

2.3 Essenze

46

2.4 Layout strutturale

48

2.5 Verifiche normative 2.5.1 Elementi longitudinali portanti 2.5.2 Costole 2.5.3 Madieri 2.5.4 Dormienti, contro dormienti e correnti 2.5.5 Bagli 2.5.6 Fasciame

51 52 54 56 58 60 62

Capitolo 3 – Statica della nave

65

3.1 Modello 3D e sistema di riferimento

65

3.2 Carene dritte

67

3.3 Esponente dei pesi 3.3.1 Pesata strutture 3.3.2 Pesata sovrastrutture 3.3.3 Pesata allestimenti 3.3.4 Pesata impianti 3.3.5 Pesata attrezzatura di coperta 3.3.6 Pesata varie ed eventuali

70 70 72 75 76 77 77

3.4 Condizione di equilibrio 3.4.1 Verifica dell’assetto

79 80

3.5 Carene inclinate

81

3.6 Criteri di stabilià 3.6.1 Angle of vanishing stability 3.6.2 Downflooding height at equilibrium 3.6.3 Downflooding angle 3.6.4 Wind stiffness test 3.6.5 Indice STIX 3.6.6 Conclusioni

83 83 84 85 85 87 89

Capitolo 4 – Architettura navale

91

4.1 Previsione di resistenza 4.1.1 Introduzione 4.1.2 Analisi delle forme di carena 4.1.3 Curva di resistenza del New York 32 4.1.4 Calcolo della Resistenza tramite similitudine di Froude

91 91 92 94 95

4.2 Progetto dell’elica 4.2.1 Scelta dell’elica 4.2.2 Verifica di Cavitazione 4.4.3 Calcolo della curva di funzionamento

99 99 102 103

4.3 Matching Elica-Motore 4.3.1 Curva di potenza del motore elettrico 4.3.2 Scelta del riduttore 4.5.3 Valutazione dell’autonomia

105 106 107 109

Capitolo 5 – Composizione e design

111

5.1 Creazione del modello 3D

112

5.2 Distribuzione degli interni

113

5.3 Attrezzatura di coperta

115

5.4 Piano velico

120

5.5 Viste d’insieme

126

5.6 Render

129

Conclusioni

133

Bibliografia

135

Prefazione Il restauro di Gometra parte da un’idea un po’ folle, come tutte quelle che portano a restaurare una barca d’epoca: la spinta principale, infatti, è scaturita più dai sentimenti che dalla ragione. A prima vista Gometra si presentava agli occhi di tutti come un relitto abbandonato sulla banchina del porto di Nizza. Erano tuttavia ancora ben riconoscibili le linee di una vecchia signora del mare con una storia tutta da raccontare, è in quel momento che nella mente, un po’ folle appunto, di un armatore scatta la scintilla, la curiosità.

Curiosità che spinge ad affrontare un’impresa come un restauro con la consapevolezza che si sta facendo qualcosa di buono, per se stessi sicuramente ma soprattutto per l’oggetto del restauro che da quel momento smette di essere una semplice “cosa” ma ha un nome e permettetemelo, anche un’anima.

Gometra dai primi giorni ha cominciato a suggerire indizi di una storia importante alle spalle, aveva già capito come conquistare i cuori di chi le era capitato attorno e non mancava di aiutare la ragione a farsi da parte. Presa consapevolezza della situazione con un rilievo delle condizioni, la decisione era presa: “E’ fattibile!”.

Da quel momento però un pizzico di ragione bisogna pur conservarla, quantomeno per procedere nel modo corretto. La filosofia principale cui ci si è ispirati è quella del restauro filologico: risistemare tutto il salvabile e ripristinare ciò che resta nel modo più possibile coerente e fedele al progetto originale; questo ovviamente comporta l’utilizzo di materiali compatibili ma anche tecniche costruttive e soprattutto prevedendo la reversibilità di ogni lavoro svolto.

Non si tratta semplicemente di una questione di rigore, anche in questo caso c’è una componente sentimentale: una barca d’epoca, qualsiasi essa sia, ha una storia che va ben oltre quella del proprio armatore. Oggigiorno siamo abituati ad una società consumistica in cui l’individuo utilizza un bene per poi sbarazzarsene e passare a qualcosa di più nuovo, vale per le barche più moderne come per le automobili di uso quotidiano. Nel caso di una barca d’epoca invece siamo di fronte a qualcosa di diametralmente opposto, è lei ad avere una vita ben più lunga di quella dei propri armatori, i quali, dal suo punto di vista sono solo di passaggio.

Per questo mi piace pensare che un armatore di una barca d’epoca sia solo un custode temporaneo e che con questa consapevolezza abbia l’obbligo morale di trattarla con umiltà e rispetto.

5

6

Capitolo 1 – Introduzione 1.1 Storia di Gometra 1.1.1 Anni ’20 e ’30 – Regno Unito Il suo primo armatore, James Uchtred Farie, fu un pluridecorato membro della Royal Navy che prese parte alla famosa Battaglia di Jutland del 1916. Ritirato dalla marina con il grado di Contrammiraglio, commissionò Gometra ad Alfred Mylne per la navigazione costiera nelle acque britanniche.

Gometra porta il nome di un piccolo isolotto al largo di Mull, in Scozia dove si trovava il cantiere Bute Slipdock di proprietà del progettista. Farie regata nelle acque del Clyde fino al 1928 quando, durante la West Highland Race a Inverary conosce la sua seconda moglie, Eila Isabel Laurie. I due decidono di trasferirsi a Falmouth in Cornovaglia e successivamente a Lymington nell’Hampshire dove dovettero a malincuore vendere Gometra perchè sul fiume non c'era un ormeggio sufficientemente grande.

Figura 1.1: Piano velico originale

7

Gometra fu quindi acquistata nel 1930 da William Blaine Luard, anch’egli di estrazione militare era un Tenente della Royal Navy e prestò servizio durante la Prima Guerra Mondiale dalla quale tornò con una disabilità permanente dovuta alla tubercolosi.

Questo non lo fermò nella sua attività di yachtsman e continuò a navigare con molte barche, Gometra tuttavia resta un suo particolare orgoglio.

Luard era anche scrittore di successo, nella sua raccolta di esperienze di mare intitolata "Where the Tides Meet" dedica a Figura 1.2: William Blaine Luard

Gometra un capitolo nel quale descrive l'ultima crociera che effettuò con la barca in un fine settimana di Pasqua del 1934,

quando traferì la barca da Falmouth a Bagor in Scozia, porto d'armamento del successivo armatore.

Leonard Reynolds fu il terzo proprietario di Gometra e la mantenne a Bangor, Gwynedd nello Stretto di Manai. Egli si dedicò alla crociera e ad alcune regate locali in compagnia della famiglia di alcuni amici stretti. Fu probabilmente in questo periodo che furono fatte alcune modifiche: le sue fiancate furono portate dal blu originale al bianco e Mylne disegnò un nuovo piano velico più moderno e performante dell’originale.

Figura 1.3: Dal libro "Where the tides meet"

8

1.1.2 Anni ‘40 – La Seconda Guerra Mondiale

Figura 2.4: acquarello allegato alla rivista Yachting

Nel 1939 quando la Seconda Guerra Mondiale era iniziata Gometra fu riportata in Scozia, a Greenoco vicino a Glasgow, era di proprietà di James F. Lang ma quando la Norvegia fu attaccata dai Nazisti, il suo destino divenne chiaro. Gometra fu scelta per trasportare al sicuro in Canada le riserve d’oro della Corona Norvegese, fu caricata sul cargo Bra Kra con il suo equipaggio in standby per poter proseguire a vela verso la salvezza nel caso il cargo fosse stato affondato dagli U-Boot.

Il viaggio cominciò il 26 giugno 1940 con il cargo che faceva parte di un convoglio compatto per uscire dalle acque europee. Il 30 giugno tuttavia, proprio per la segretezza del carico, la Bra Kra fa perdere le sue tracce al resto della flotta e si dirige verso Halifax contrariamente a quanto comunicato col piano di navigazione che la voleva diretta a Montreal. L’arrivo in Nova Scotia è registrato il 10 luglio 1940 quando Gometra viene liberata del suo prezioso carico e lasciata nel porto di Halifax.

9

Figura 1.5: La nave cargo Bra Kar

In merito a quest’avventura, dalla quale prende l’appellativo “The Gold Ship”, Gometra è citata nel libro di Hans Christian Adamson e Per Kelm dal titolo “Blood on the Midnight Sun” del 1964 che ricostruisce tutte le vicissitudini del trasferimento dell'oro norvegese dal vecchio continente alle Americhe.

Figura 1.6:Blood on the midnight sun

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1.1.3 Anni ‘40 – L’arrivo in Canada

Ad Halifax, compiuto il suo dovere e portato il prezioso carico fuori dalla portata di Hitler, Gometra fu comprata dal Commodoro del Royal Yacht Squadron Nova Scotia, Ernes A. Bell e ricominciò a guadagnare la lode di molti appassionati di vela tra cui Charles Rawlings.

Quest’ultimo ha scritto su Gometra un articolo per la rivista Yachting Magazine nel 1941.

Rawlings e l’allora skipper di Gometra, il famoso Architetto navale William J. Roué, faticarono non poco per ricostruirne la storia travagliata.

Figura 1.7: In navigazione nelle acque di Halifax – anni ‘40

11

1.1.4 Anni ’40-‘50 – La nuova avventura nel Pacifico

Dopo la guerra Gometra è stata acquistata da Gus Ortengren ed ha fatto il suo viaggio verso la costa ovest del Canada con le Canadian Pacific Railway.

Ortengren era membro del Royal Vancouver Yacht Club e navigava insieme alla moglie Ruth e al figlio Ronald.

Nel 1949 Ortengren conduce Gometra alla prima vittoria della Beaver Cup in una regata di circa 100 miglia. Unica testimonianza di questo periodo è un breve articolo di cronaca mondana del “The Coast News” datato 9 agosto 1946.

Figura 1.8: The Coast News

Nel 1951 Gometra è di proprietà di Kenneth Glass, anch’egli membro del RVYC, che la sottopose ad un importante restauro restituendo lo scafo al suo originario blu profondo. E’ stato durante questo periodo che nel 1952 l’architetto navale Ben Seaborn di Seattle disegnò il nuovo piano velico le cui vele furono commissionate alla veleria inglese Rastey&Lapthorn. Ken Glass conduce due volte, nel 1951 e nel 1954, Gometra alla vittoria della Beaver Cup, regata di circa 100 miglia nell'area di Vancouver.

Figura 1.9: Vancouver – inizio anni ‘50

12

Elmer Palmer fu un importante membro del Royal Vancouver Yacht Club e divenne coarmatore di Gometra nel 1953 assieme a Ken Glass. Col suo contributo Gometra continuò a farsi vedere nelle regate locali vincendo tre edizioni della Beaver Cup, nel 1954, nel 1957 e nel 1958. Tra i successi di Palmer e della sua famiglia si ricordano anche la White Islets Race del 1951, la Fraser River Lightship Race del 1952 e la vittoria del C.O. Julian Trophy del 1957 dopo l'affermazione di Miss Gail Palmer nella Lady Skippers’ Race. Tra le regate più importanti del periodo Figura 1.10: Piano velico di Ben Seaborn

si

annoverano

le

Swifture

Race,

competizione cui Gometra partecipò dal 1953 al

1955 meritandosi una menzione speciale nel libro “Swiftsure Race – The first Fifty Years” edito nel 1980.

Nel 1957 Palmer rilevò la quota di Glass e divenne Commodoro del Royal Vancouver Yacht Club, abbandonate le Swiftsure Races, continuò a far navigare Gometra nelle acque di Vancouver come yacht portabandiera dello Yacht Club fino al 1968 ospitando spesso a bordo personalità illustri.

Figura 1.11: Elmer Palmer con ospiti illustri a bordo di Gometra anni ‘50

13

Figura 1.12: Regate negli anni 60

14

Elmer Palmer vendette Gometra nel 1968 ad Alec Manson, avvocato di uno studio privato della zona di Kerrisdale di Vancouver è stato per alcuni anni armatore di Gometra e la mantenne al Royal Vancouver Yacht Club. Ancora con lo scafo di colore nero fu amorevolmente accudita e mantenuta in buone condizioni da Manson e dalla figlia Sandy con cui condivideva la passione per la vela.

Negli anni successivi Gometra cambiò diversi armatori tra cui Robert W. Butt e Ditier Skibbe sui quali si racconta un simpatico aneddoto: i due in disaccordo sul colore da dare alla barca cominciarono a pitturare le rispettive fiancate uno di nero, sicuro di aver convinto l’amico, e l’altro di bianco altrettanto in buona fede convinto del contrario.

Figura 1.13: in navigazione

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1.1.5 Anni ’70 – Le lunghe navigazioni

La seconda metà degli anni ’70 segna una svolta nella storia di Gometra quando incrocia la sua rotta con quella di David Millis, un ingegnere elettronico di origini scozzesi che si dedica anima e corpo alla cura della barca e la riporta a nuova vita con importanti lavori di restauro, un nuovo motore e alcune modifiche per rendere Gometra più adatta alla navigazione d’altura.

Dopo aver passato alcuni anni a Vancouver dove Gometra navigava quotidianamente c’è il grande salto intrapreso da Millis che iscrive la barca alla regata transpacifica di 2300 miglia Victoria-Maui Race del 1976.

Purtroppo l’impresa si concluse con un

ritiro

dopo

11

giorni

di

navigazione per via di un membro dell’equipaggio fortemente debilitato dal mal di mare.

Figura 1.14: David Millis con la famiglia dopo una regataa Vancouver

Da quel momento tuttavia Millis decide che per lui e Gometra è giunto il tempo di navigare di più e dopo una nuova partecipazione alle Swiftsure Race del 1978 comincia una mini odissea che lo porterà lungo le coste degli Stati Uniti e del Messico dove Gometra e il suo armatore trovarono una nuova casa a Port of Illusions in Baja California dove continua a regatare nelle Bandaras Bay International Regatta.

16 Figura 1.15: Gometra nelle acque del Messico

Nel 2003 i problemi di salute di David Millis lo costrinsero a vendere la barca che era rimasta diversi anni in stato di semi abbandono. La scozzese di nascita Molly Holt acquistò Gometra e la sottopose in loco a un restauro interrotto da un paio di uragani e fatto con maestranze locali non specializzate ma fu fatto quanto bastò per rimettere Gometra in condizione di navigare in sicurezza.

Figura 1.16: Molly Holt

Molly intraprese una lunga crociera di più di 2500 miglia lungo le coste del Messico del Guatemala e di El Salvador assieme ai due figli Ishbel e Arran e al fedele cane. Gometra rimase un paio d’anni a Baja del Sol dopo che i figli di Molly si “ammutinarono” pretendendo una vita meno nomade e fu infine riportata in Europa via cargo nel 2006 dopo più di 60 anni dalla sua partenza dal vecchio continente.

Figura 1.17: Gometra nelle acque del Messico

17

1.2 Altri esempi di restauro Prima di introdurre la trattazione del restauro di Gometra, è opportuno presentare qualche lavoro già svolto su imbarcazioni di epoca e dimensioni analoghe che necessitavano di interventi paragonabili in termini di lavoro sulle strutture e sull’allestimento.

A tal proposito si presenta una breve panoramica su tre imbarcazioni recentemente restaurate in Italia da diversi cantieri e sotto diverse direzioni dei lavori.

-

Marga 1910 - Cantiere Tecnomar - Progetto Enrico Zaccagni

-

Oneone 1935 - Cantiere Del Carlo - Progetto Enrico Zaccagni

-

Bamba 1928 - Cantiere Pezzini- Progetto Studio Faggioni

Si ringraziano per le immagini e le informazioni: Enrico Zaccagni, Paolo Maccione e Guido Tommasi

18

1.2.1 Marga 1910 - Cantiere Tecnomar - Progetto Enrico Zaccagni

Marga è un progetto di C.O. Liljegren e costruito in Svezia da Hästholm Boatyard nel 1910 come classe 10M. Durante la sua più che centennale storia ha subito diverse trasformazioni come il cambio di armamento in ketch e l’aggiunta di una tuga molto voluminosa e non coerente con le linee classiche. L’intervento ha riguardato molte delle strutture, lo scafo e gran parte del ponte oltre al rifacimento delle sovrastrutture presso il cantiere Tecnomar di Fiumicino. Importante il lavoro di Enrico Zaccagni nella ricerca di documentazione e nello studio dei dettagli.

Figura 1.18: Fasi del progetto e del restauro di Marga

19

1.2.2 Oneone 1935 – Cantiere Del Carlo – Progetto Enrico Zaccagni

Oenone è un progetto di Frederik Sheperd costruito da Berthon Boat Co. a Lymington. Nella sua storia è sempre rimasta navigante e in discreto stato di conservazione ma mostrava via via sempre più evidenti i segni del tempo. Nel 2005 presso il cantiere Del Carlo di Viareggio viene sottoposto ad un attento restauro filologico che ripristina la configurazione originale avendo come obiettivo quello di salvare il più possibile del materiale esistente.

Vince il premio per il miglior restauro in Italia 2014.

Figura 1.19: fasi del restauro e nuovamente in navigazione

20

1.2.3 Bamba 1928 - Cantiere Pezzini- Progetto Studio Faggioni Bamba è un 8 Metri di Stazza Internazionale completamente italiano, progettato da Francesco Giovannelli e costruito dai Cantieri Baglietto nel 1927 partecipa con ottimi risultati a diverse competizioni internazionali. Degli anni 200 ha conosciuto un periodo di degrado ed è a oggi ai lavori presso il Cantiere Pezzini di Viareggio, dove con la supervisione di Stefano Faggioni è stata riportata ai fasti di un tempo avendo cura di preservare i particolari.

Si è reso necessario un importante intervento strutturale con la sostituzione della chiglia e gran parte dello scafo.

Figura 1.20: Fasi del Restauro di Bamba

21

22

Capitolo 2 – Analisi strutturale 2.1 Introduzione

La trattazione della tematica del restauro non rientra in alcun regolamento specifico in quanto si considera l’unità già esistente e ci si affida, ove possibile, ai progetti originali o comunque alle competenze specifiche degli operatori del settore.

Volendo perseguire un metodo quanto più possibile scientifico per l’analisi e l’intervento sulle strutture, si è scelto di eseguire in prima istanza delle prove meccaniche sul legname originale dell’imbarcazione. In questo modo è stato possibile ottenere una stima qualitativamente corretta dello stato generale dell’imbarcazione e procedere poi al restauro strutturale vero e proprio individuando le essenze più compatibili per la sostituzione e il rinforzo delle parti non più in buono stato di conservazione.

Per quanto riguarda le linee guida, si è voluto seguire un approccio rigoroso, seppur da un punto di vista didattico, ed è stato necessario individuare il regolamento più adatto alle esigenze del caso in esame: non è possibile riferirsi alle normative CE in quanto l’imbarcazione è stata resa disponibile sul mercato comunitario in data antecedente l’entrata in vigore della stessa. Non è altresì possibile riferirsi all’attuale “Rules for Classification of Pleasure Craft” in quanto la sezione “Wood Hulls” (Part B, Cap.5) ha validità esclusivamente per scafi di lunghezza superiore ai 16 metri.

Per la verifica del dimensionamento strutturale si è quindi utilizzato il vecchio “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno” emanato dal Registro Navale Italiano (RINA) che è quanto di più vicino ad un approccio sistematico le normative possano offrire.

Resta comunque evidente che il lavoro svolto non ha valore ufficiale per quanto riguarda il progetto nel suo insieme, ma suggerisce solo una metodologia operativa più rigorosa di quanto fin ora visto nel campo dei restauri di imbarcazioni d’epoca. Sarà quindi necessario procedere ad una verifica specifica da parte di un tecnico del Registro Navale Italiano per il rilascio della certificazione.

23

2.2 Prove meccaniche sul legname originale Il lavoro è stato svolto da CTS – Centro Tecnologico Sperimentale s.r.l. di Ceparana di Bolano (SP) seguendo la normativa UNI di riferimento: -

UNI 3252 Legno. Condizioni generali per prove fisiche e meccaniche.

-

UNI ISO 3131 Legno. Determinazione della massa volumica per prove fisiche e meccaniche

-

UNI ISO 3787 Legno. Determinazione della resistenza a compressione parallela alla fibra

-

UNI ISO 3133 Legno. Prove di resistenza a flessione statica Per il controllo dei campioni prelevati dai pannelli pervenuti e l’esecuzione delle

determinazioni richieste sono state utilizzate le strumentazioni ed apparecchiature indicate nella tabella seguente.

Q.ta’ 1 1 1 1

Descrizione Marca Modello Calibro a corsoio digitale MITUTOYO DIG 0 - 150 Macchina universale per prove INSTRON 5581 EstensImetro per misura deformazioni INSTRON DYNAMIC Bilancia tecnica OHAUS ADVENTURER PRO Tabella 2.1 Strumentazione – Apparecchiature

N° Matricola 08231676 [A38] 1001 [A53] 2742 [A2/1] 8728141626 [G22]

2.2.1 Individuazione delle componenti appropriate Gometra compie nel 2015 i suoi primi novant’anni di vita, considerata la stagionatura naturale dei legnami in uso a quel tempo è presumibile che tutto il legname originale abbia superato i 100 anni di età. È stato quindi deciso di eseguire alcune prove meccaniche su diverse essenze provenienti da parti strutturali.

In particolare sono state individuate tre zone di interesse per i seguenti motivi: -

Disponibilità di parti di scarto ma ancora in buono stato (senza marcescenze)

-

Permanenza delle analoghe componenti strutturali in esercizio a fine restauro

-

Facilità di realizzazione di provini adeguati

Nello specifico sono stati utilizzati componenti strutturali provenienti dallo slancio di poppa.

Tale zona era interessata da un danno evidente dovuto all’erroneo calcolo del piano secondo velico di Gometra risalente agli anni 50. Si presentavano infatti troncati di netto i primi bagli, alcuni filarotti del ponte e le prime tavole di fasciame dell’opera morta. Da questi è stato ricavato il materiale per le prove.

24

Si allegano le immagini dei componenti prima della realizzazione dei provini:

Figura 2.2: Fasciame del ponte

Figura 2.3: Baglio

25

Figura 2.4: Fasciame scafo

26

2.2.2 Creazione dei provini Data la non omogeneità del materiale, le prove meccaniche sulle essenze di legno devono essere eseguite in più ripetizioni per ottenere dei risultati statisticamente apprezzabili, da qui la difficoltà di ricavare un numero di provini appropriato per rendere attendibili le prove stesse.

Da ogni elemento strutturale si sono ricavati 5 provini per ogni tipologia di prova: -

F1/F2/F3/F47F5 - Provette per prova di flessione

-

CL1/CL2/CL3/CL4/CL5 – Provette di compressione (carico nel senso della fibra)

-

CT1/CT2/CT3/CT4/CT5 – Provette di compressione (carico ortogonale al senso della fibra) Si allegano le immagini dei provini realizzati da ogni componente strutturale:

Figura 2.5: Provini del fasciame del ponte

-

Figura 2.6: Provini del baglio

27

Figura 2.7: Provini del fasciame dello scafo

2.2.3 Verifica della massa volumica

Prima di cominciare ad eseguire le prove meccaniche è necessario sincerarsi della corretta individuazione delle essenze in esame. In particolare si è svolta la verifica della massa volumica La determinazione della massa volumica delle singole campionature pervenute è stata effettuata su n° 5 provette parallelepipede prelevate dai singoli componenti.

I risultati ottenuti sono riassunti nelle seguenti tabelle.

PROVINO

LATO1

LATO 2

N°

(mm)

(mm)

FP 1 FP 2 FP 3 FP 4 FP 5

19,7 19,5 20,3 20,2 19,7

ALTEZZ A

VOLUM E

(mm) 40,0 39,4 39,9 39,1 40,4

(cm3) 22,4 22,0 23,2 22,6 22,9

PESO (g)

28,4 28,6 28,6 28,6 28,8

9,33 9,27 9,37 9,18 9,67

MASSA VOLUMI CA (kg / m3) 417 421 404 406 422 414

VALORE MEDIO 8,46 STANDARD DEVIATION Tabella 2.7: Massa volumica FASCIAME PONTE

28

PROVINO

LATO1

LATO 2

N째

(mm)

(mm)

B1 B2 B3 B4 B5

20,4 20,3 20,5 20,2 20,4

ALTEZZ A

VOLUM E

(mm) 40,5 44,1 64,8 40,0 40,8

(cm3) 17,4 18,5 25,0 17,0 17,3

PESO (g)

21,0 20,7 18,8 21,0 20,8

11,62 11,15 15,49 10,39 10,72

MASSA VOLUMI CA (kg / m3) 668 603 620 611 620 624

VALORE MEDIO 25,38 STANDARD DEVIATION Tabella 2.8: Massa volumica BAGLIO

PROVINO

LATO1

LATO 2

N째

(mm)

(mm)

FS1 FS2 FS3 FS4 FS5

20,3 20,4 19,8 20,2 20,3

ALTEZZ A

VOLUM E

(mm) 40,3 41,8 40,5 40,5 42,3

(cm3) 21,8 23,3 21,8 21,6 22,7

PESO (g)

26,7 27,3 27,2 26,4 26,4

12,04 12,23 11,58 11,50 11,89

MASSA VOLUMI CA (kg / m3) 552 525 531 532 524 533

VALORE MEDIO 11,30 STANDARD DEVIATION Tabella 2.9: Massa volumica FASCIAME SCAFO

2.2.4 Prove a flessione Le prove di flessione sono state effettuate applicando il carico di prova in corrispondenza della superficie esterna di ciascuna provetta.

I carichi di rottura a flessione sono stati calcolati con la formula: Rf = Mf / W = 3 PL / 2 b s2 dove: Rf = carico unitario di rottura a flessione; P = carico totale di rottura a flessione; L = distanza tra gli appoggi; b = larghezza della provetta; s = spessore della provetta;

29

con la lettera Fu, nelle seguenti tabelle, è stata indicata la freccia raggiunta dalla provetta nel momento della rottura.

Si allegano le immagini dei provini prima e dopo l’esecuzione delle prove, i diagrammi di carico ottenuti e le tabelle riassuntive con i singoli valori e le rispettive medie.

Figura 2.10: Disposizione tipica di una provetta di flessione durante l’esecuzione della prova campione FASCIAME PONTE.

Figura 2.11: Disposizione tipica di una provetta di flessione durante l’esecuzione della prova campione BAGLIO.

Figura 2.12 Disposizione tipica di una provetta di flessione durante l’esecuzione della prova campione FASCIAME SCAFO.

30

Figura 2.13: Particolare della rottura delle provette di flessione FASCIAME PONTE (F1) – (F4)

Figura 2.14: Particolare della rottura delle provette di flessione BAGLIO (F1) – (F3)

Figura 2.15 Particolare della rottura delle provette di flessione FASCIAME SCAFO (F3) – (F4)

31

Figura 2.16: Diagramma carico – deformazione / prova di flessione FASCIAME PONTE Provetta FP F4

32

Figura 2.17: Diagramma carico – deformazione / prova di flessione BAGLIO Provetta B F3

33

Figura 2.18: Diagramma carico – deformazione / prova di flessione FASCIAME SCAFO Provetta FS F4

34

PROVETTA N. FP F1 FP F2 FP F3 FP F4 FP F5 VALORE MEDIO [FP] Deviazione standard

L (mm) 280 280 280 280 280

CARICO ROTTURA FLESSIONE (MPa) 60 74 73 68 47

(mm) 8,6 12,0 9,5 7,1 5,2

64

8,5

11,19 Tabella 2.19: Prove di flessione – FASCIAME PONTE FP1 – FP2

PROVETTA N. B F1 B F2 B F3 B F4 B F5 VALORE MEDIO [B] Deviazione standard

CARICO ROTTURA TOTALE (kN) 2,43 3,02 2,84 2,69 1,95

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,0 29,2 19,7 29,4 19,0 29,3 19,4 29,3 20,0 29,6

L (mm) 280 280 280 280 280

CARICO ROTTURA TOTALE (N) 925 993 1782 1114 1225,00

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 19,7 19,2 20,6 19,5 20,1 20,9 19,1 20,7 19,8 20,4

Fu

2,55

CARICO ROTTURA FLESSIONE (MPa) 53 53 85 57 62

Fu (mm) 8,3 4,5 6,7 6,0 8,7

62

6,8

13,34

1,72

Tabella 2.20: Prove di flessione – BAGLIO

PROVETTA N. FS F1 (*) FS F2 FS F3 FS F4 VALORE MEDIO [FS] Deviazione standard

L (mm) 315 315 315 315

CARICO ROTTURA TOTALE (kN) 1,59 2,23 2,36 2,14

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,0 27,2 20,6 27,0 20,3 26,0 20,2 25,1

CARICO ROTTURA FLESSIONE (MPa) 51 (*) 70 81 79

Fu (mm) 8,3 (*) 4,5 6,7 6,0

77 5,86

5,7 1,12

Tabella 2.21: Prove di flessione – FASCIAME SCAFO (*) PRESENZA DI DIFETTI IN CORRISPONDENZA DELLA SUPERFICIE LATERALE DELLA PROVETTA – VALORE NON CONSIDERATO NELLA CALCOLO DELLA MEDIA

2.2.5 Determinazione dei moduli elastici a flessione Per ciascuna provetta di flessione è stato ricavato il diagramma carichi – deformazioni e i moduli elastici a flessione sono stati quindi calcolati con la seguente formula: Ef = (L3 / 4 b s3 ) * (∆P / ∆f) 35

dove: Ef = modulo d’elasticità a flessione; L = distanza tra gli appoggi; b = larghezza della provetta; s = spessore della provetta; ∆P = variazione del carico applicato; ∆f = variazione della freccia corrispondente alla variazione del carico applicato.

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,0 29,2 19,7 29,4 19,0 29,3 19,4 29,3 20,0 29,6

∆P / ∆f

L (mm) 280 280 280 280 280

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 19,7 19,2 20,6 19,5 20,1 20,9 19,1 20,7 19,8 20,4

∆P / ∆f

Ef

L (mm) 280 280 280 280 280

(N/mm) 143,09 259,18 316,38 204,91 187,64

(MPa) 5632 9312 9462 6638 6126

PROVETTA

Ef

N. (N/mm) (MPa) FP F1 508,47 5604 FP F2 512,54 5619 FP F3 542,36 6228 FP F4 498,74 5609 FP F5 485,51 5137 VALORE MEDIO [FP] 5733 Deviazione standard 330,26 Tabella 2.22: Prove di flessione – Modulo elastico FASCIAME PONTE FP1 – FP2 PROVETTA N. B F1 B F2 B F3 B F4 B F5 VALORE MEDIO [B] Deviazione standard

7335 349,46 Tabella 2.23: Prove di flessione – Modulo elastico BAGLIO 3

PROVETTA

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,0 27,2 20,6 27,0 20,3 26,0 20,2 25,1

∆P / ∆f

Ef

L N. (mm) (N/mm) (MPa) FS F1 315 367,66 7138 FS F2 315 383,26 7386 FS F3 315 371,45 8135 FS F4 315 316,77 7749 VALORE MEDIO [FS] 7602 Deviazione standard 431,96 Tabella 2.24: Prove di flessione – Modulo elastico FASCIAME SCAFO 4

36

2.2.6 Prove a compressione Si allegano le immagini dei provini per l’esecuzione delle prove, i diagrammi di carico ottenuti e le tabelle riassuntive con i singoli valori e le rispettive medie.

Figura 2.25: Disposizione tipica di una provetta di compressione durante l’esecuzione della prova campione FASCIAME PONTE.

Figura 2.26: Disposizione tipica di una provetta di compressione durante l’esecuzione della prova campione BAGLIO.

37

Figura 2.27: Disposizione tipica di una provetta di compressione durante l’esecuzione della prova campione FASCIAME SCAFO.

Nota : le provette sono strumentata con estensimetro per rilievo deformazioni

38

Figura 2.28: Diagramma carico – deformazione / prova di compressione FASCIAME PONTE Provetta FP C1

39

Figura 2.29: Diagramma carico – deformazione / prova di compressione BAGLIO Provetta B CL2

40

Figura 2.30: Diagramma carico – deformazione / prova di compressione FASCIAME SCAFO Provetta FS CL4

41

PROVETTA N. FP C1 FP C2 FP C3 FP C4 FP C5 VALORE MEDIO [FP] Deviazione standard

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 19,7 28,4 19,5 28,6 20,3 28,6 19,7 28,6 19,7 28,8

SEZIONE (mm2) 559,48 557,70 580,58 563,42 567,36

CARICO ROTTURA TOTALE (kN) 25,22 22,46 23,58 23,38 25,04

CARICO ROTTURA COMPRESSIONE (MPa) 45 40 41 41 44 42 2,16

Tabella 2.31: Prove di compressione – FASCIAME PONTE

PROVETTA N. B CL1 B CL2 B CL3 B CL4 B CL5 VALORE MEDIO [B] Deviazione standard

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,7 20,4 20,3 20,9 20,3 21,0 20,2 21,0 20,4 20,8

SEZIONE (mm2) 422,28 424,27 426,30 424,20 424,32

CARICO ROTTURA TOTALE (kN) 25,46 28,63 28,81 28,22 25,78

CARICO ROTTURA COMPRESSIONE (MPa) 60 67 68 67 61 65 3,68

Tabella 2.32: Prove di compressione – BAGLIO

PROVETTA N. FS CL1 FS CL2 FS CL3 FS CL4 FS CL 5 VALORE MEDIO [FP] Deviazione standard

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,3 26,7 20,4 27,3 19,8 27,2 20,2 26,4 20,2 26,4

SEZIONE (mm2) 542,01 556,92 538,56 533,28 533,28

CARICO ROTTURA TOTALE (kN) 33,34 33,98 34,62 34,30 34,32

CARICO ROTTURA COMPRESSIONE (MPa) 62 61 64 64 64 63 1,68

Tabella 2.33: Prove di compressione – FASCIAME SCAFO

42

2.2.7 Determinazione dei moduli elastici a compressione Per ciascuna provetta di compressione prelevata dal laminato FONDO è stato ricavato il diagramma carichi – deformazioni con l’impiego di un estensimetro elettronico con base (ho) prefissata di 12,5 mm. I moduli elastici a compressione sono stati quindi calcolati con la seguente formula: Ef = (h0 / b s ) * (∆P / ∆h) dove: Ec = modulo d’elasticità a compressione; h0 = base dell’estensimetro elettronico (12,5 mm); b = larghezza della provetta; s = spessore della provetta; ∆P / ∆h = pendenza del diagramma carichi-deformazioni nel tratto iniziale.

Si allegano le tabelle riassuntive:

43

PROVETTA N. FP C1 FP C2 FP C3 FP C4 FP C5 VALORE MEDIO [FP] Deviazione standard

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 19,7 28,4 19,5 28,6 20,3 28,6 20,2 28,6 19,7 28,8

SEZIONE

∆P / ∆h

Ec

(mm2) 559,48 557,70 580,58 577,72 567,36

(N/mm) 532233 548293 541829 523411 523411

(MPa) 11891 12289 11666 11325 11532 11812 254,22

Tabella 2.34: Prove di compressione – Modulo elastico FASCIAME PONTE

PROVETTA N. B CL1 B CL2 B CL3 B CL4 B CL5 VALORE MEDIO [B] Deviazione standard

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,7 20,4 20,3 20,9 20,3 21,0 20,2 20,9 20,4 20,8

SEZIONE

∆P / ∆h

Ec

(mm2) 422,28 424,27 426,30 422,18 424,32

(N/mm) 456733 487233 452133 465233 498123

(MPa) 13520 14355 13257 13775 14674 13685 816,22

Tabella 2.35: Prove di compressione – Modulo elastico BAGLIO

PROVETTA N. FS CL1 FS CL2 FS CL3 FS CL4 FS CL5 VALORE MEDIO [FS] Deviazione standard

DIMENSIONI LARGH. SPESS. (mm) (mm) 20,3 26,7 20,4 27,3 19,8 27,2 20,2 26,4 20,2 26,4

SEZIONE

∆P / ∆h

Ec

(mm2) 542,01 556,92 538,56 533,28 533,28

(N/mm) 631622 661722 612893 601922 556233

(MPa) 14567 14852 14225 14109 13038 14464 1080,91

Tabella 2.36: Prove di compressione – Modulo elastico FASCIAME SCAFO

44

2.2.8 Conclusioni Si riportano in Tabella 2.37 i risultati finali per tutte e tre le tipologie di componenti strutturali, si noti come rispetto alle caratteristiche meccaniche delle essenze corrispondenti riportate in letteratura, in molti casi il legname centenario di Gometra si comporta in modo addirittura migliore.

Componente strutturale

Massa volumica (kg / m3)

Carico unitario a flessione (MPa)

Modulo elastico a flessione (MPa

Carico unitario a compressione (MPa)

Modulo elastico a compressione (MPa)

FASCIAME PONTE

414

64

5733

42

11812

BAGLIO

624

62

7335

65

13685

FASCIAME SCAFO

533

77

7602

63

14464

Tabella 2.37: Risultati prove e controlli di Laboratorio

45

2.3 Essenze Di seguito si riportano le essenze legnose utilizzate per i diversi componenti strutturali con le principali proprietà meccaniche (Fonte: The Mechanical Properties of Wood – Samuel J. Record):

Essenza

Componente Strutturale

Chiglia Ruota di prua Dritto di poppa Costole rinforzate Costole Fasciame del ponte Fasciame dello scafo Dormienti Bagli Falchette Trincarini Capo di banda Rigging Timone Interni

Iroko Iroko Iroko Iroko Robinia Abete bianco Pino Rosso Larice Larice Teak Teak Teak Spruce Mogano Mogano

Densità

Carico di rottura a compressione

Carico di rottura a flessione

Modulo di Young

kg/m3 650 650 650 650 760 410 (414) 545 (533) 560 560 (624) 680 680 680 450 550 550

N/mm2 55 55 55 55 73 35 (42) 40 (63) 50 50 (65) 55 55 55 39 47 47

N/mm2 117 117 117 117 135 67 (64) 74 (77) 92 92 (62) 115 115 115 73 98 98

N/mm2 9800 9800 9800 9800 15000 12000 (11812) 12000 (14464) 14000 14000 (13685) 11000 11000 11000 12000 9500 9500

Tabella 2.38: essenze utilizzate nelle componenti strutturali di Gometra

Dalle prove eseguite si nota come il legname originale non abbia sostanziali differenze nelle caratteristiche meccaniche (in rosso) rispetto a quanto normato, risultando in diversi casi migliore.

Si può pertanto procedere con le verifiche strutturali considerando i valori nominali riportati in letteratura.

46

Robinia: (Robinia pseudoacacia) Caratteristiche: fibratura diritta, tessitura media, colore bronzo Resistenza a funghi e insetti: difficilmente attaccabile Lavorazione: lavorazioni difficoltose, verniciatura mediocre

Iroko (Chorophora excelsa) Caratteristiche: legno semiduro, tessitura media, fibratura varia, colore giallo bruno Resistenza a funghi e insetti: durame molto resistente Lavorazione: lavorabilità media, discreti gli incollaggi

Pino Rosso (Pinus resinosa) Caratteristiche: discreta stabilità e resistenza meccanica, colore biancastro Resistenza a funghi e insetti: modesta resistenza da insetti e funghi, necessari trattamenti Lavorazione: senza difficoltà, facile applicazione delle vernici

Larice (Larix decidua) Caratteristiche: legno semiduro-duro, fibratura dritta, colore rosso bruno Resistenza a funghi e insetti: discreta, facilmente attaccabile Lavorazione: con fibre deviate e nodi, la lavorabilità è difficoltosa

Teak (Tectona hamiltoniana) Caratteristiche: legno duro, colore che varia dal giallo pallido al bronzo Resistenza a funghi e insetti: molto resistente grazie alla resina oleosa Lavorazione: lavorabilità media, buoni accoppiamenti con viti e chiodi

Spruce (Picea sitchensis) Caratteristiche:

legno

duro

ma

molto

leggero,

colore

giallo

pallido

Resistenza a funghi e insetti: scarsamente resistente, necessita trattamenti adeguati Lavorazione: Buona lavorabilità, assenza di nodi, ottimi incollaggi

47

2.4 Layout strutturale Si riporta in Figura 2.8 il procedimento costruttivo di un’imbarcazione in legno con la corretta gerarchia delle strutture.

-

Fase 1: posa della chiglia e dei dritti

-

Fase 2: messa in opera delle costole rinforzate (o ordinate) con la tecnica del quartabono

-

Fase 3: fissaggio dei dormienti e del fasciame dello scafo alle ordinate

-

Fase 4: posa delle costole flessibili (o staminali) seguendo l’avviamento del fasciame e fissaggio dei madieri

-

Fase 5: posa dei bagli e delle strutture del ponte con eventuali rinforzi metallici quali anelli strutturali nella zona dell’albero

-

Fase 6: posa dei trincarini e del ponte di coperta Si noti come quanto illustrato sia il procedimento per la costruzione di un’imbarcazione

nuova, per quanto riguarda il restauro la situazione si complica perché non sempre è immediata la sostituzione di un componente senza compromettere anche ciò che in realtà appartiene alle fasi successive.

Nel caso di Gometra sono state sostituite tutte le ordinate e il dritto di prua senza che venisse rimosso il fasciame, queste operazioni devo essere eseguite solo da artigiani e maestranze altamente qualificate per non rischiare di compromettere l’integrità strutturale complessiva.

In figura 2.40 si riporta il layout strutturale di Gometra nella sua configurazione dopo il restauro con i madieri metallici e gli anelli strutturali nella zona dell’albero, per una vista dettagliata fare riferimento alle tavole 2 e 3.

48

Figura 1.39: Gerarchia strutturale

49

Figura 2.40: layout strutturale

50

2.5 Verifiche normative Come illustrato in fase introduttiva si fa riferimento al “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno” emanato dal Registro Navale Italiano (RINA). Tale regolamento ha però dei puti di criticità in quanto risulta piuttosto rigido accomunando qualsiasi costruzione in legno sotto gli stessi parametri.

Il parametro principe per il dimensionamento è costituito dalla lunghezza complessiva dell’imbarcazione senza considerare in alcun modo il profilo operativo dell’unità. In tal senso un’imbarcazione da regata viene considerata allo stesso modo di una barca da lavoro come potrebbe essere un Leudo, il regolamento pecca pertanto nella troppa cautela nel primo caso e probabilmente sottostima il dimensionamento nel secondo, ponendosi ad una via di mezzo.

51

2.5.1 Elementi longitudinali portanti Per la trattazione di Chiglia, Dritto di poppa e Dritto di prora si fa riferimento ai paragrafi 2.4.1-3 del “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno”

Chiglia Regolamento

Lunghezza

larghezza

Dritto prua piede

altezza

larghezza

Dritto poppa testa

altezza

larghezza

larghezza

altezza

altezza

L m

Gometra

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

12

255

125

140

140

115

115

115

115

14

285

140

155

155

125

125

125

125

550 140 280 220 160 200 Tabella 2.41: Verifica dimensionamento elementi longitudinali

180

270

13

Figura 2.11: dettaglio di chiglia e bulbo

La chiglia si presentava in buono stato dopo la rimozione del bulbo di zavorra, si è deciso pertanto di conservarla e sottoporla al solo trattamento superficiale. Il dritto di prua invece si presentava gravemente ammalorato, è stato deciso di sostituirlo con uno di nuova costruzione in Iroko identico nelle geometrie all’originale.

Anche il dritto di poppa è stato sostituito in seguito alla decisione di ripristinare la linea d’asse originale eliminando così il passa scafo e ripristinando la geometria del progetto originario.

52

Figura 2.42: Fasi di realizzazione del dritto di prua e del dritto di poppa

53

2.5.2 Costole Per la trattazione delle costole rinforzate e flessibili si fa riferimento al paragrafo 2.4.4 del “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno”. Gometra rientra nella Tipologia III della normativa in quanto presenta costole rinforzate in lamellare alternate a due costole flessibili.

Regolamento

Costole Lamellari

Altezza di

Costole flessibili

costruzione larghezza

altezza

larghezza

altezza

intervallo

D1 m

Gometra

mm

mm

mm

mm

mm

2,4

35

37

37

28

540

2,4

60

60

45

35

610

Tabella 2.43: verifica del dimensionamento delle costole

Una buona parte delle costole si presentavano danneggiate o in avanzato stato di marcescenza, per precauzione si è deciso per la completa sostituzione delle stesse optando per la Robinia (comunemente chiamata Acacia) per le costole flessibili e Iroko lamellare per le costole rinforzate.

Anche in questo sono stati rispettati i dimensionamenti originali.

Si noti che l’intervallo tra le costole flessibili non rispetta quanto prescritto dal regolamento,

tuttavia

le

costole,

sia

flessibili sia rinforzate, risultano largamente sovradimensionate,

pertanto

questa mancanza trascurabile.

Figura 2.44: dettaglio delle costole all’attacco della chiglia

54

si

ritiene

Figura 2.45: alcune fasi della realizzazione e della messa in opera delle nuove costolature

55

2.5.3 Madieri Per la trattazione dei Madieri si fa riferimento al paragrafo 2.4.5.1-2 del “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno”. Il regolamento prevede diverse tipologie di madieri metallici tra cui fucinati, in angolare saldato o in lamiera continua. Su Gometra per motivi di spazio si è scelto una combinazione tra i primi due tipi. I madieri presentano bracci più lunghi che salgono lungo le costolature e forma angolare nella gola all’attacco con la chiglia.

Madieri fucinati

Altezza di costruzione

Regolamento

Angolari

lunghezza bracci D1

< 3/5 L al mezzo

> 3/5 L al mezzo

m

mm

mm

2,4 Gometra

480

sezione mm 350

sezione mm

40 x 10 35 x 35 x 4

2,4 670 670 40 x 10 40 x 40 x 10 Tabella 2.46: verifica del dimensionamento dei madieri metallici

A differenza degli originali in ferro zincato i nuovi madieri sono in Acciaio Inox. Questa scelta è dovuta essenzialmente al mutare delle tecniche di zincatura che una volta erano, seppur più efficaci, maggiormente inquinanti e pericolose e pertanto oggi non più possibili.

Figura 2.47: dettaglio in sezione di un madiere metallico

56

Figura 2.48: Situazione dei madieri prima della sostituzione e nuovi madieri in INOX

57

2.5.4 Dormienti, contro dormienti e correnti Per la trattazione di Chiglia, Dritto di poppa e Dritto di prora si fa riferimento al paragrafo 2.4.6 del “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno”.

Regolamento

Lunghezza

Area sezione Dormienti

Area sezione Contro dormienti

Area sezione Correnti

L m

Gometra

mm^2

mm^2

mm^2

12

70

52,5

43

14

90

67,5

55

13 60 16 Tabella 2.49: verifica dimensionamento dormienti e contro dormienti

assenti

Gometra non ha necessitato della sostituzione dei dormienti e dei contro dormienti originali in larice, tuttavia questi risultano sottodimensionati rispetto a quanto prescritto dal regolamento preso in esame. Ove fosse necessario o richiesto dai tecnici del RINA è stato previsto in fase di restauro di poter aggiungere un ulteriore contro dormiente rinforzato.

I Correnti del ginocchio sono del tutto assenti.

Figura 2.50: dettaglio in sezione della zona di giunzione scafo-coperta

58

Figura 2.51: Particolari del dormiente, contro dormiente e fazzoletti

59

2.5.5 Bagli Per la trattazione dei Bagli si fa riferimento al paragrafo 2.4.6 del “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno”.

Regolamento

Lunghezza baglio

Bagli rinforzati

Intervallo

altezza al mezzo m

mm 2,5

Gometra

2,5

Larghezza estremità

mm

mm

310

68

310 60 Tabella 2.52: verifica dimensionamento dei bagli

mm 53 60

53 60

I bagli in larice originali si presentavano in buono stato pertanto non si è resa necessaria la sostituzione. Gometra non ha differenziazione tra bagli ordinari e rinforzati avendo tutti la medesima sezione, questo in parte giustifica l’altezza al mezzo sottodimensionata rispetto al regolamento preso in esame. Non sono in oltre presenti squadre orizzontali di collegamento tra bagli e paratie. C’erano invece le squadre verticali, sostituite in accordo al progetto originale, in numero e dimensionamento adeguato.

Figura 2.53: dettaglio del baglio della sezione maestra

60

Figura 2.54: Vista dâ&#x20AC;&#x2122;insieme dei bagli e delle nuove squadre verticali

61

2.5.6 Fasciame Per la trattazione del fasciame del ponte e del fasciame dello scafo si fa riferimento al paragrafo 2.4.8 del “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno”.

Regolamento

Lunghezza

Fasciame dello scafo

Fasciame del ponte

Fasciame dell tughe

mm

mm

L m

Gometra

mm 12

25

25

17

14

29

29

20

22+8

20

13 30 Tabella 2.55: verifica dimensionamento dei fasciami

Il Fasciame in Norway Pine di Gometra rispetta le caratteristiche richieste dal regolamento in esame. Solo il 20% circa del fasciame ha necessitato la sostituzione ed è stato messo in opera con le tecniche compatibili con l’età della barca, cioè con accoppiamenti meccanici e calafataggio tra un corso e l’altro.

Il ponte originariamente di 30 mm è stato lamato e portato a 22 con l’aggiunta di 8 mm di teak di copertura ripristinando lo spessore originario.

Figura 2.56: dettaglio assonometrico dei fasciami di scafo e coperta

62

Figura 2.57: situazione originale ed interventi sul fasciame dello scafo

63

Figura 2.58: situazione originale e posa del sovra ponte in Teak

64

Capitolo 3 – Statica della nave 3.1 Modello 3D e sistema di riferimento Per eseguire l’analisi di statica della nave in modo automatizzato e veloce, è stato necessario costruire un modello 3D della carena in modo da poter poi utilizzare una procedura standardizzata con l’ausilio del calcolatore.

Per la costruzione parametrica è stato utilizzato il software Maxsurf Professional V.11.12 che permette una miglior gestione della superfici della carena che meglio si adatta alle esigenze particolari dovute alle forme complesse di Gometra.

Figura 3.1: modello 3D

Successivamente si è imposto il sistema di riferimento coerente con il lavoro svolto fino ad ora ed un piano di galleggiamento (DWL) come da specifiche di progetto.

Figura 3.2: sistema di riferimento

65

Ă&#x2C6; ora possibile eseguire una prima analisi idrostatica per ottenere i primi parametri di riferimento per impostare i calcoli successivi.

Displacement

8549 kg

Volume

8,341 m3

Draft to Baseline

1,794 m

Lwl

8,571 m

Beam wl

2,618 m

Wetted area

29,159 m2

Waterplane area

15,591 m2

Cp

0,538

Cb

0,208

Cwp

0,695

LCB from zero pt

3,785 m

LCF from zero pt

3,808 m

KB

1,361 m Tabella 3.3: parametri preliminari

66

3.2 Carene dritte Con l’ausilio del software Hydromax Professioneal, partendo dalla geometria dello scafo ottenuta con Maxsurf è possibile eseguire i calcoli per l’analisi delle carene dritte. Per tale analisi si eseguono i calcoli di idrostatica al variare dell’immersione dell’unità per tutta l’altezza di costruzione e si osserva l’andamento delle grandezze in gioco.

L’analisi viene effettuata dalla linea di chiglia fino a 2500 mm con un passo di 100 mm.

Si allega la tabella dei risultati ottenuti e il grafico dei principali parametri:

Δ

T (mm)

V

(ton)

LCB 3

(m )

Zb

(m)

S

(m)

0

0,000

0,000

100

0,007

0,007

1,814

200

0,040

0,039

300

0,108

400

Aw 2

(m )

2

(m )

LCF

Rt

Rl

(m)

(m)

(m)

0,000

0,000

0,071

0,241

0,172

1,967

0,013

3,401

2,198

0,142

0,884

0,479

2,493

0,006

7,593

0,105

2,481

0,213

1,863

0,824

2,754

0,006

8,872

0,208

0,203

2,656

0,279

2,868

1,082

2,948

0,005

7,704

500

0,330

0,322

2,809

0,343

3,905

1,323

3,105

0,004

6,877

600

0,477

0,465

2,913

0,407

5,036

1,557

3,213

0,006

6,055

700

0,650

0,634

3,008

0,472

6,376

1,845

3,308

0,011

5,620

800

0,857

0,836

3,102

0,539

7,621

2,210

3,446

0,020

5,345

900

1,105

1,078

3,193

0,610

9,002

2,676

3,569

0,035

5,146

1000

1,411

1,377

3,288

0,684

10,506

3,302

3,686

0,062

5,070

1100

1,792

1,748

3,387

0,762

12,202

4,177

3,797

0,110

5,182

1200

2,276

2,220

3,484

0,845

14,117

5,323

3,880

0,190

5,293

1300

2,893

2,822

3,574

0,932

16,270

6,749

3,930

0,305

5,456

1400

3,670

3,580

3,653

1,021

18,629

8,413

3,947

0,442

5,702

1500

4,628

4,515

3,713

1,110

21,177

10,280

3,932

0,573

6,190

1600

5,781

5,640

3,752

1,198

23,772

12,185

3,891

0,669

6,651

1700

7,126

6,952

3,773

1,283

26,326

14,008

3,847

0,719

7,073

1800

8,648

8,437

3,783

1,365

28,787

15,631

3,815

0,723

7,367

1900

10,330

10,078

3,784

1,445

31,284

17,171

3,766

0,698

7,727

2000

12,160

11,863

3,779

1,521

33,759

18,496

3,730

0,657

7,932

2100

14,120

13,776

3,770

1,594

36,253

19,629

3,699

0,608

8,020

2200

16,190

15,795

3,758

1,665

38,782

20,653

3,656

0,558

8,093

2300

18,350

17,902

3,743

1,734

41,357

21,543

3,606

0,509

8,118

2400

20,600

20,098

3,725

1,801

43,971

22,302

3,553

0,462

8,090

2500

22,920

22,361

3,705

1,867

46,594

22,882

3,505

0,417

7,964

Tabella 3.4: tavola delle carene dritte

67

2500

2000

Immersione [mm]

S [m^2] Δ [t]

1500

V [m^3] Aw [m^2] 10* Rt [m]

1000

Rl [m] 10* Zb [m] 500

0 0,000

10,000

20,000

30,000

40,000

50,000

Figura 3.5: grafico dei principali parametri delle carene dritte

Particolarmente interessante è l’andamento della posizione longitudinale del centro di galleggiamento (LCB) e del centro della figura di galleggiamento (LCF) riportati nel seguente grafico, si riporta anche la posizione della perpendicolare al mezzo per evidenziare la posizione particolarmente appoppata dei due dati, questo è dovuto alla forma di carena classica di Gometra.

68

2500

Immersione [mm]

2000

1500 LCB

LCF 1000

PP.Am.

500

0 1,500

2,000

2,500

3,000

3,500

[m]

Figura 3.6: grafico LCB e LCF

69

4,000

4,500

3.3 Esponente dei pesi Per procedere con l’analisi della stabilita è necessario innanzitutto calcolare l’esponente dei pesi per individuare la posizione esatta del centro di gravità dell’imbarcazione.

3.3.1 Pesata strutture SCAFO LONGITUDINALI Area

Spessore Volume

Centro long area

Centro vert area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

Nome A

S

2

(m )

(m)

V 3

(m )

chiglia

0,348

3,869

0,805

226,2

875,17

182,09

dritto prua

0,189

7,382

1,511

122,9

906,88

185,63

dritto poppa

0,370

0,400

0,148

0,434

1,390

96,2

41,75

133,72

slancio poppa

0,692

0,100

0,069

-0,943

2,160

45,0

-42,42

97,16

bulbo

0,511

3,734

0,490 5008*

18759,22

2453,82

Piede albero

0,033

5,895

1,144

21,5

126,45

24,54

bracciolo poppa

0,182

0,260

0,047

1,363

0,915

30,8

41,92

28,14

timone

0,811

0,055

0,045

0,455

0,726

24,5

11,16

17,81

barra timone

0,002

-0,253

2,732

0,9

-0,22

2,40

asse timone

0,008

-0,398

2,230

4,3

-1,71

9,57

1,310

3,811

1,774

713,8

2720,45

1266,35

6293,8

23148,19

4401,23

fasciame scafo TOTALE

43,660

0,030

TRASVERSALI Area pannello

Spessore Volume

Centro long area

Centro vert area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

Nome A

S

2

(m )

(m)

ordinate viti

V 3

(m ) 0,100

588,00

costole viti

0,081 1140,00

3,866

1,797

129,5

500,82

232,79

3,866

1,797

47,6

184,13

85,59

3,813

1,820

123,6

471,43

225,02

3,813

1,820

65,0

247,77

118,26

fazzoletti

0,20

0,01

0,002

5,816

2,450

14,8

85,93

36,20

madieri prua

0,65

0,01

0,007

8,364

2,037

48,9

409,00

99,61

madieri TOTALE

1,14

0,01

0,011

4,704

1,679

85,8

403,60

144,06

515,3

2302,68

941,53

*Il valore indicato deriva dalla pesata del bulbo eseguita in fase di restauro

70

PONTE LONGITUDINALI Area pannello

Spessore Volume

Nome A

S

2

(m )

(m)

Centro long area

Centro vert area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

V 3

(m )

ponte

19,61

0,022

0,431

3,669

2,586

235,1

862,67

608,03

teak

19,61

0,008

0,157

3,669

2,601

106,7

391,40

277,47

0,007

3,858

2,670

5,0

19,41

13,44

capodibanda falchette dormiente

1,34

0,020

0,027

3,858

2,641

18,3

70,41

48,20

3,314

0,040

0,140

4,063

2,506

76,1

309,12

190,66

0,010

5,549

2,479

5,3

29,61

13,23

446,5

1682,63

1151,03

Contro dormiente TOTALE

TRASVERSALI Area pannello

Spessore Volume

Nome A

S

2

(m )

(m)

Centro long area

Centro vert area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

V 3

(m )

bagli

0,226

3,653

2,534

123,2

449,94

312,11

bagli pozzetto

0,015

1,087

1,762

8,2

8,89

14,40

0,01

5,812

2,559

5,5

31,68

13,95

136,8

490,50

340,46

mastra albero TOTALE

0,00 LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

3,737

TOTALE STRUTTURE

0,925 7392,3

Tabella 3.7: dettaglio pesata delle strutture

71

27624,00

6834,25

3.3.2 Pesata sovrastrutture POZZETTO Nome

Area pannello A

Spessore Volume S

2

(m )

(m)

V 3

(m )

Centro long Centro vert area area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

pozzetto perime.

5,816

0,020

0,116

0,975

2,359

63,98

62,38

150,92

panche

2,732

0,020

0,055

1,014

2,116

37,16

37,68

78,62

calpestio

1,194

0,020

0,024

1,079

1,792

16,24

17,52

29,10

bordino TOTALE

0,262

0,020

0,005

1,130

2,667

2,88

3,26

7,69

120,25

120,83

266,33

10,00

TUGA Nome

Area pannello A

S

2

(m ) superfici fisse

Spessore Volume

(m )

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

2,604

2,755

19,50

50,79

53,73

tambuccio

0,007

2,547

2,886

3,85

9,81

11,11

rotaiette

0,003

2,469

2,865

1,65

4,07

4,73

cornici vetri TOTALE

0,020

3

Peso

0,035

vetri

1,77

(m)

V

Centro long Centro vert area area

0,053

0,005

0,000

2,462

2,666

0,67

1,64

1,77

0,0352

0,010

0,000

2,462

2,666

0,19

0,48

0,52

51,72

133,56

71,86

3,72

OSTERIGGIO 1 Nome

Area pannello A 2

(m )

Spessore Volume S (m)

V 3

(m )

Centro long Centro vert area area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

superfici

0,472

0,020

0,009

3,811

2,644

5,19

19,79

13,73

sportelli

0,249

0,020

0,005

3,820

2,718

2,74

10,46

7,44

0,001

3,820

2,736

4,99

19,05

13,65

bacchette supporti bacchette

0,048

0,020

0,001

3,820

2,734

0,53

2,02

1,44

vetri TOTALE

0,362

0,005

0,002

3,820

2,713

4,53

17,29

12,28

17,97

68,60

48,54

72

OSTERIGGIO 2 Area pannello

Spessore Volume

Centro long area

Centro vert area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

Nome A 2

(m )

S (m)

V 3

(m )

superfici

0,325

0,020

0,007

4,900

2,655

3,58

17,52

9,49

sportelli

0,163

0,020

0,003

4,913

2,717

1,79

8,81

4,87

0,000

4,913

2,736

3,27

16,07

8,95

bacchette supporti

0,048

0,020

0,001

4,913

2,734

0,53

2,59

1,44

vetri TOTALE

0,237

0,005

0,001

4,913

2,712

2,96

14,55

8,03

12,13

59,54

32,79

PASSAUOMO Area pannello

Spessore Volume

Centro long area

Centro vert area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

Nome A 2

(m )

S (m)

V 3

(m )

superfici fisse

0,306

0,020

0,006

6,771

2,730

3,37

22,79

9,19

coperchio

0,291

0,020

0,006

6,695

2,790

3,20

21,43

8,93

vetro TOTALE

0,014

0,005

0,000

6,692

2,785

0,18

1,17

0,49

6,74

45,39

18,61

73

RIGGING Area pannello

Spessore Volume

Centro long area

Centro vert area

Peso

Momento long

Momento vert

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

Nome A 2

(m ) Albero

8,166

S (m) 0,030

V 3

(m ) 0,245

5,742

8,624 105,341

604,870

908,464

crocette basse

0,003

5,746

9,451

2,500

14,365

23,628

crocette alte

0,001

5,609

15,173

1,485

8,329

22,532

diamante

0,122

0,005

0,001

6,007

16,099

4,575

27,482

73,653

boma

2,358

0,030

0,071

2,543

3,624

35,370

89,946

128,181

winch boma

5,135

3,617

2,000

10,270

7,234

winch albero

5,585

3,221

6,000

33,510

19,326

varea boma

-0,350

3,617

2,000

-0,700

7,234

5,662

3,617

2,000

11,324

7,234

10,370

2,997

3,000

31,110

8,991

3,824

3,097

10,000

38,240

30,970

5,003

10,408

33,011

165,152

343,574

207,28

1033,90

1581,02

fittings boma musone arridatoi etc sartiame TOTALE

138,700

LCG

VCG

P

Mx

Mz

(m)

(m)

(kg)

(m*kg)

(m*kg)

3,513

TOTALE SOVRASTRUTTURE

4,853

Tabella 3.8: dettaglio pesata delle sovrastrutture

74

416,10

1461,83

2019,14

3.3.3 Pesata allestimenti Peso

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(kg*m)

(kg*m)

(kg*m)

paratia poppa

18,755

2,567

0,000

1,862

48,144

0,000

34,922

paratia centro

25,784

4,607

0,000

1,896

118,787

0,000

48,886

paratia prua

18,315

6,459

0,000

2,037

118,297

0,000

37,308

porta centro

10,032

4,607

0,000

1,785

46,217

0,000

17,907

porta prua

5,258

6,459

0,000

1,982

33,961

0,000

10,421

scaletta

4,537

2,076

0,000

1,576

9,419

0,000

7,150

pagliolato

26,917

3,703

0,000

0,949

99,674

0,000

25,544

cuccette poppa

38,478

1,607

0,000

1,629

61,834

0,000

62,681

divanetti

43,417

3,592

0,000

1,318

155,954

0,000

57,224

stipetti dinette

51,975

3,572

0,000

1,945

185,655

0,000

101,091

piano cuccetta

12,925

5,378

-0,709

1,798

69,511

-9,164

23,239

piano cuccetta

12,925

5,378

0,709

1,647

69,511

9,164

21,287

piano cucina

12,925

5,378

0,709

1,798

69,511

9,164

23,239

vano batterie

15,983

5,017

-0,552

1,572

80,187

-8,823

25,125

fornello

2,000

6,070

0,664

1,732

12,140

1,328

3,464

lavello

2,000

5,700

0,664

1,732

11,400

1,328

3,464

25,000

7,140

0,000

1,687

178,500

0,000

42,175

1368,70

3,00

545,13

ALLESTIMENTO

gabinetto TOTALE

TOTALE ALLESTIMENTO

327,226

Peso

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(kg*m)

(kg*m)

(kg*m)

327,23

4,183

1,666

1368,70

0,009

Tabella 3.9: dettaglio della pesata degli allestimenti

75

3,00

545,13

3.3.4 Pesata impianti IMPIANTI

Peso

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(kg*m)

(kg*m)

(kg*m)

motore

25,0

1,625

-0,008

1,477

40,625

-0,200

36,925

centralina motore

15,0

1,882

0,000

1,437

28,230

0,000

21,555

asse

8,0

1,080

-0,138

1,397

8,640

-1,104

11,176

elica

6,5

0,519

-0,272

1,397

3,374

-1,768

9,081

strumenti

3,0

4,690

0,372

1,747

14,070

1,116

5,241

batterie sx

58,0

4,940

0,490

1,185

286,520

28,420

68,730

batterie dx

116,0

4,940

-0,490

1,185

573,040

-56,840

137,460

10,0

3,620

0,000

1,327

36,200

0,000

13,270

Pompe Sentina

2,0

1,882

0,000

0,827

3,764

0,000

1,654

Tubazioni varie acqua

5,0

5,470

0,690

1,407

27,350

3,450

7,035

50,0

4,312

0,690

1,247

215,600

34,500

62,350

298,5

0

0

0

1237,41

7,57

374,48

cavi

serbatorio acqua

TOTALE IMPIANTI

Peso

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(kg*m)

(kg*m)

(kg*m)

298,50

4,145

0,025

1,255

Tabella 3.10: dettaglio della pesata degli impianti

76

1237,41

7,57

374,48

3.3.5 Pesata attrezzatura di coperta Deck Harware

Peso

Xg

Yg

Zg

(kg)

(m)

(m)

(m)

bitte

Mx

My

Mz

(kg*m) (kg*m)

(kg*m)

4,0

3,750 0,000 2,586

15,000

0,000

10,344

20,0

0,915 0,000 2,686

18,300

0,000

53,720

passacavi

3,5

3,750 0,000 2,587

13,125

0,000

9,055

bozzelli

2,0 -0,900 0,000 2,587

-1,800

0,000

5,174

rotaie

9,0

2,200 0,000 2,687

19,800

0,000

24,183

carrelli

4,0

1,800 0,000 2,687

7,200

0,000

10,748

gallocce

2,0

0,915 0,000 2,686

1,830

0,000

5,372

20,0

3,824 0,000 2,897

76,480

0,000

57,940

winch pozzetto

lande TOTALE

64,5

149,935

Peso

Xg

Yg

Zg

(kg)

(m)

(m)

(m)

2,32

0,00

2,74

TOTALE DECK HARDWARE 64,50

Mx

0 176,5355

My

Mz

(kg*m) (kg*m) 149,94

0,00

(kg*m) 176,54

Tabella 3.11: dettaglio della pesata dellâ&#x20AC;&#x2122;attrezzatura di coperta

3.3.6 Pesata varie ed eventuali

VARIE

Peso

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(kg*m)

(kg*m)

(kg*m)

vele

80

3,757

0

1,196

300,56

0

95,68

manovre correnti

40

3,757

0

1,196

150,28

0

47,84

equipaggiamento di sicurezza

50

3,757

0

1,196

187,85

0

59,8

170

3,757

0

1,196

638,69

0

203,32

TOTALE

Tabella 3.12: dettaglio della pesata degli elementi mobili

77

Riassumendo i totali delle diverse categorie otteniamo il centro di gravità dell’intera imbarcazione: P

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(m*kg)

(kg*m)

(m*kg)

TOTALE STRUTTURE

7392,3

0,000

0,925

27624,00

0,00

6834,25

P

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(m*kg)

(kg*m)

(m*kg)

TOTALE SOVRASTRUTTURE

416,1

3,513

0,000

4,853

1461,83

0,00

2019,14

P

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(m*kg)

(kg*m)

(m*kg)

TOTALE ALLESTIMENTI

327,2

4,183

0,009

1,666

1368,70

3,00

545,13

P

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(m*kg)

(kg*m)

(m*kg)

TOTALE IMPIANTI

298,5

4,145

0,025

1,255

1237,41

7,574

374,48

P

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(m*kg)

(kg*m)

(m*kg)

DECK HARDWARE

64,5

2,325

0,000

2,737

149,94

0,00

176,54

P

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(kg*m)

(kg*m)

(kg*m)

VARIE

Totale

3,737

170,0

3,757

0,000

1,178

638,69

0

200,26

P

Xg

Yg

Zg

Mx

My

Mz

(kg)

(m)

(m)

(m)

(kg*m)

(kg*m)

(kg*m)

8668,7

3,773

0,001

1,171

Tabella 3.13: riassunto della pesata

78

32480,57

10,57

10149,79

3.4 Condizione di equilibrio Ottenuta la posizione del centro di gravità è possibile calcolare la posizione di equilibrio reale dell’imbarcazione con l’ausilio del software Hydromax Professional.

Di seguito la tabella coi valori calcolati e il paragone con i valori preventivati in fase di progetto.

Preventivi

Calcolati

Displacement

8,549 t

8,668 t

0,119

1,39

Volume

8,341 m^3

8,457 m^3

0,116

1,39

Draft to Baseline

1,794 m

1,801 m

0,007

0,39

Lwl

8,571 m

8,607 m

0,036

0,42

Beam wl

delta

delta %

2,618 m

2,623 m

0,005

0,19

Wetted area

29,159 m^2

28,827 m^2

-0,332

-1,14

Waterplane area

15,591 m^2

15,667 m^2

0,076

0,49

Cp

0,538

0,537

-0,001

-0,19

Cb

0,208

0,209

0,001

0,48

Cwp

0,695

0,694

-0,001

-0,14

LCB from zero pt

3,785 m

3,783 m

-0,015

-0,40

LCF from zero pt

3,808 m

3,814 m

-0,012

-0,32

KB

1,361 m

1,367 m

0,006

0,44

Tabella 3.14:confronto dati idrostatici preventivi e calcolati

Come si può notare la differenza del dislocamento è nell’ordine dell’1 e mezzo per cento, valore che convalida le ipotesi fatte inizialmente sull’impostazione del progetto, si noti anche che la coordinata longitudinale del centro di gravità calcolato precedentemente non coincide, seppur di poco, con quella del centro dei spinta idrostatica, è quindi necessaria un’analisi dell’assetto per verificare che non ci sia un eccessiva inclinazione longitudinale.

79

3.4.1 Verifica dell’assetto

È possibile ora entrare nella tavola delle carene dritte con il dislocamento calcolato con la pesata e l’immersione corrispondente, otteniamo i seguenti valori P

Xg

Yg

Zg

Xb

Zb

Rt

Rl

GMT

GML

(kg)

(m)

(m)

(m)

(m)

(m)

(m)

(m)

(m)

(m)

8668,7

3,773

0,001

1,171

3,783

1,366

0,748

7,393

0,943

7,588

Tabella 3.15:valori delle carene dritte aggiornati dopo la pesata

Ed è quindi immediato il calcolo dell’assetto trasversale e longitudinale tramite la formulazione:

tgT 

tgL 

YG  YB0 RT  Z B0  Z G

X G  X B0 RL  Z B0  Z G

Da cui, inserendo i dati calcolati precedentemente otteniamo:

Trasversale tanθT θT [deg]

Longitudinale 0,0013 tanθL θL [deg]

0,07

-0,0013 -0,08

Tabella 3.16:angolo di assetto trasversale e longitudinale

Come si può notare quindi l’imbarcazione mantiene l’assetto di progetto con ottima approssimazione, longitudinalmente è presente un trim di meno di un decimo di grado, ampiamente al di sotto della tolleranza prevista.

80

3.5 Carene inclinate A questo punto è possibile ricavare il momento del braccio di stabilità GZ ed il momento di stabilità Ms in funzione dell’angolo di sbandamento laterale. Sempre con l’ausilio del software otteniamo le seguenti serie di dati e le relative curve: θ

Gz

(deg)

Ms

(mm)

(kg*m)

0,00

0,00

0

5,00

0,08

711

10,00

0,16

1404

15,00

0,24

2063

20,00

0,31

2679

25,00

0,38

3259

30,00

0,44

3806

35,00

0,50

4326

40,00

0,55

4802

45,00

0,60

5210

50,00

0,64

5548

55,00

0,67

5843

60,00

0,703

6094

65,00

0,731

6337

70,00

0,76

6588

75,00

0,795

6892

80,00

0,839

7273

85,00

0,872

7559

90,00

0,864

7490

95,00

0,835

7238

100,00

0,795

6892

105,00

0,747

6475

110,00

0,692

5999

115,00

0,632

5479

120,00

0,566

4906

125,00

0,498

4317

130,00

0,428

3710

135,00

0,356

3086

140,00

0,286

2479

145,00

0,219

1898

150,00

0,157

1361

155,00

0,104

902

160,00

0,063

546

165,00

0,04

347

170,00

0,027

234

175,00

0,014

121

180,00

0

0

81

GZ [m] 1,00 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

ANGOLO DI SBANDAMENTO

Ms [kg * m] 8000 7000 6000 5000 4000 3000 2000 1000 0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

ANGOLO DI SBANDAMENTO Figura 3.17:dati e grafici del braccio e del momento di stabilità

Si noti la tangente positiva all’origine, essa rappresenta il GMt calcolato precedentemente. In oltre è interessante notare come i grafici siano interamente nel campo positivo per tutta la durata dell’evoluzione, questo è dovuto alla particolare conformazione di carena e della distribuzione dei pesi che si traduce in una posizione verticale del centro di gravità più bassa della posizione del centro di carena.

82

3.6 Criteri di stabilià

Per quanto riguarda i criteri di stabilità si fa riferimento alla normativa ISO 12217-2 2013 Small craft — Stability and buoyancy assessment and categorization —Part 2: Sailing boats of hull length greater than or equal to 6 m Sono cinque i criteri da verificare per le imbarcazioni a vela: -

Angle of vanishing stability

-

Downflooding height at equilibrium

-

Downflooding angle

-

Wind stiffness test

-

Indice STIX

3.6.1 Angle of vanishing stability

Per le imbarcazioni a vela è richiesto che l’angolo di capovolgimento sia superiore a 130°.

Come precedentemente dimostrato, Gometra ha il diagramma di stabilità interamente in campo positivo, pertanto si può assumere che l’angolo di capovolgimento sia 180°.

83

3.6.2 Downflooding height at equilibrium

Nel caso di Gometra, che ha una configurazione Flush Deck, la prima via d’acqua è il pozzetto che conseguentemente porta all’ingresso in cabina. Si considera quindi come Downflooding Point il punto più basso del paraonde.

La normative impone di verificare l’altezza rispetto al piano di galleggiamento della prima via di allagamento progressive in condizioni di equilibrio e propone il seguente grafico in funzione della lunghezza dell’unità.

Il dato relativo a Gometra è di 910 mm, abbondantemente superiore alla richiesta della normativa, si allega la sezione della zona interessata con la quota di riferimento.

Figura 3.18: grafico della norma ISO e sezione del pozzetto di Gometra

84

3.6.3 Downflooding angle

In questo caso la verifica è fatta sull’angolo di allagamento progressive, grazie all’ausilio del software Hydromax è possibile calcolare questo dato che, sempre in riferimento al punto precedentemente individuato, risulta essere di 69 gradi, anche in questo caso abbondantemente maggiore della richiesta della normativa che impone un angolo maggiore di 40 gradi.

3.6.4 Wind stiffness test Un altro criterio per valutare la stabilità dell’imbarcazione richiesto dalla normativa è la valutazione del momento inclinante quando l’unità è sottoposta al vento al traverso. In questo caso l’approccio della norma è diretto, suggerisce cioè di portare la barca in posizione di 45° e tramite la rilevazione delle forze in gioco permette di calcolare la forza del vento necessaria.

Tuttavia è possibile intraprendere un approccio analitico utilizzando la curva del momento di stabilità e intersecando la curva del momento inclinante dovuto al vento.

Tale momento inclinante è espresso come:

M i (0) 

1 2 *  * C * As * Vw * ( H cv  H cd ) 2

Inserendo i dati relativi a Gometra otteniamo: 

Dislocamento

8668

kg

Densità aria

1,225

kg/m3

C

Coefficiente aerodinamico

0,75

Aw

Superficie esposta al vento

85,00

m2

Vv

Velocità del vento

20,00

m/s

38,87

nodi

Hcv

Altezza del centro della superficie esposta al vento

5,732

m

Hcd

Altezza del centro dell’area di deriva laterale

1,369

Mi

Momento inclinante



68144,6

N*m

6949,3

Kg*m

Tabella 3.19: dati per il calcolo del momento inclinante

85

Il momento di stabilità ha un andamento cosinusoidale in quanto il progressivo sbandamento dell’imbarcazione produce una riduzione della superficie esposta al vento, per tener conto anche del cambiamento del coefficiente aerodinamico precedentemente indicato con C si introduce una correzione quantificata in una potenza di 1,3.

M i ( )  M i (0) * cos( )1.3

Risolvendo analiticamente si ottiene, per la condizione data, un angolo di equilibrio di 41 gradi, la normativa impone che questo angolo sia minore del più piccolo tra l’angolo di allagamento progressivo (69°) e 45°.

Si noti che il valore della velocità del vento di 20 m/s si traduce in quasi 40 nodi, condizione in cui difficilmente il velista esperto si troverebbe col vento al traverso con velatura completa. Tale dato è quindi da considerarsi molto cautelativo.

Si allega il grafico relativo:

Ms [kg * m] 8000 7000 6000 5000 Ms

4000

Mi

3000 2000 1000 0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

ANGOLO DI SBANDAMENTO Figura 3.20: confronto momento di stabilità – momento inclinante dovuto al vento

86

180

3.6.5 Indice STIX

Ultimo criterio per valutare la stabilità indicato dalla norma 12217-2 è l’indice di stabilità STIX, o più comunemente indice di marinità. Fu originariamente ideato dal RYA (Royal Yacht Association) per classificare le barche partecipanti alle regaten d’altura, oggi entra come valore omnicomprensivo nella normativa per la classificazione delle unità monoscafo da 6 a 24 metri.

La formulazione completa è complessa e racchiude molte caratteristiche geometriche e dinamiche dell’imbarcazione, alleghiamo un estratto di “La crociera a vela: costiera e d’altura” di Giuseppe Zerbi che ben commenta la formula utilizzata:

Per rientrare nella Categoria A il valore dell’indice STIX deve superare 32.

87

Grazie ad un foglio di calcolo è stato possibile ottenere l’indice STIX di Gometra: Monohull Stability Index (STIX) Vessel Name: Gometra Overall Hull Length

12,843

m

Delta

Length Waterline

8,632

m

Base Length Factor

Flooded Buoyancy (Y/N)

N

0 10,036

Displacement Length Factor (FDL)

1,049

Beam Waterline

2,627

m

FL

0,982

Beam

2,774

m

FB

1,434

Displacement MSC

8668

kg

Beam Displacement Factor (FBD)

1,076

Displacement Max

8668

kg

FR

7,552

Height of CE above DWL

5,732

m

Knockdown Recovery Factor (FKR)

1,542

Height of CLR below DWL

0,436

m

Inversion Recovery Factor (FIR)

1,505

Angle of vanishing stability

180,0

deg

Dynamic Stability Factor (FDS)

0,540

Downflooding angle

68,7

deg

Vaw

GZ at downflooding angle

0,737

m

Wind Moment Factor (FWM)

1,430

GZ at 90 degrees

0,849

m

Downflooding Factor (FDF)

0,763

Sail Area Area to flooding (Agz)

85 30,576

2

24,304

m

Delta

0

m.deg

STIX

36,739

Tabella 3.21: foglio di calcolo per l’indice STIX

88

3.6.6 Conclusioni Per tutti e cinque i criteri indicati dalla norma 12217-2 Gometra risulta idonea alla Categoria A, ciò significa che può affrontare il massimo delle condizioni metereologiche previste (Altezza d’onda: 7 metri, Intensità del vento: Forza 10) In tabella i valori: richiesto

Gometra

Angle of vanishing stability angolo maggiore di

130°

180°

0,75 m

0,91 m

angolo maggiore di

40°

69°

angolo minore di

45°

41°

maggiore di

32

36,7

Downflooding height at equilibrium maggiore di Downflooding angle Wind stiffness test STIX

Tabella 3.22: riassunto dei criteri di stabilità della normativa ISO 12217-2

89

90

Capitolo 3 – Architettura navale 3.1 Previsione di resistenza 3.1.1 Introduzione Trattandosi di uno scafo classico con forme di carena molto profonde e precedenti a qualsiasi studio con serie sistematiche esistenti, le strade percorribili per una verosimile previsione di resistenza si limitano a tre: -

Eseguire delle prove sperimentali in vasca navale con modello in scala

-

Eseguire un calcolo CFD partendo dal modello tridimensionale

-

Ottenere una previsione di resistenza dai dati di una carena simile che fosse stata studiata in passato con un’analisi in similitudine Le prime due opzioni sono sicuramente più complete, ma sono state scartate perché

comportano una mole di lavoro e di costi decisamente sproporzionate allo scopo di questa tesi in rapporto ai benefici di una miglior accuratezza. Si è quindi optato per la terza opzione.

Lo scafo originale scelto per la similitudine è il New York 32, disegnato dal progettista americano Olin J. Stephens del 1935. Tale scafo presenta molte somiglianze, sia nelle forme di carna sia nelle dimensioni, con Gometra. In oltre i dati relativi alle curva di resistenza sono disponibili in letteratura nel volume “Teoria e Pratica della Vela” di C. A. Marchaj che riporta il lavoro svolto dallo Stevens Institute of Technology.

91

4.1.2 Analisi delle forme di carena Il primo passo per essere certi che lâ&#x20AC;&#x2122;analisi in similitudine potesse dare risultati coerenti è necessario verificare che le due imbarcazioni siano simili dal punto di vista geometrico si riportano di seguito le maggiori caratteristiche dimensionali dei due scafi.

Misure

New York 32

Gometra

L

[m]

13,716

12,843

B

[m]

3,07

2,774

Lwl

[m]

10,668

8,451

Bwl

[m]

2,77

2,64

Lpp

[m]

9,546

8,451

Tx

[m]

1,976

1,797

Ax

[m]

2,027

1,878

Aw

[m]

18,708

15,628

Al

[m]

12,288

10,812

V

[m]

11,948

8,341

Tabella 4.1: Confronto principali grandezze

Figura 4.2: Confronto linee dâ&#x20AC;&#x2122;acqua del New York 32 e di Gometra

92

Il confronto dei coefficienti di forma consente una miglior analisi delle similitudini in gioco: Coeff. di finezza sezione maestra

Coeff di finezza figura di galleggiamento

Coeff. di

Coeff. Di

Coeff. Di

finezza

finezza

finezza

Coeff di finezza

dell'area di

dell'area di

prismatico

totale

deriva

deriva su Lpp

longitudinale

Cx =

Cwp =

Cla =

Cla =

Cp =

Cb =

Ax/(Bwl*Tx)

Aw/(Lwl*Bwl)

Al/(Lwl*Tx)

Al/(Lpp*Tx)

V/(Ax*Lwl)

V/(Lwl*Bwl*Tx)

N.Y. 32

0,370

0,633

0,583

0,651

0,553

0,205

Gometra

0,396

0,700

0,712

0,712

0,526

0,208

diff

0,026

0,067

0,129

0,061

-0,027

0,003

6,45

9,62

18,12

8,50

-5,14

1,64

diff. %

Tabella 4.3: Confronto dei principali coefficienti di forma

Come si può notare i coefficienti di forma si mantengono tutti in un range di differenze piuttosto ristretti da eccezione del Coefficiente dell’area di deriva.

La differenza marcata è data dal fatto che nel New York 32 il galleggiamento incontri lo slancio di poppa a poppavia del timone, in Gometra invece, la Lwl coincide con la Lpp, questa differenza è dovuta alla diversa impostazione dei progettisti americani e britannici dell'epoca. Come si vede adattando alla Lpp la formula, i valori rientrano nella media delle differenze inferiori al 10%.

Apprezzabile la differenza tra i Coefficienti di Finezza totali che rimane sotto il 2% confermando la bontà della scelta del modello per la similitudine.

93

4.1.3 Curva di resistenza del New York 32 Essendo a disposizione solo una versione cartacea della curva di resistenza del New York 32 eseguita dal Steven Institute of Technology (da Teoria e Pratica della Vela - C.A. Marchaj) è stato necessario riportarla per punti. Oltre all'origine solo 4 punti non equi spaziati erano noti numericamente, troppo pochi per poter disegnare la curva.

Si è proceduto quindi all'interpolazione dei punti mancanti e a ricavare l'equazione della linea di tendenza minimizzando l'errore (R^2 = 1). Con questa è stato possibile ridisegnare la curva di resistenza con una discreta accuratezza con il numero di punti desiderato. Si riportano in seguito i grafici del procedimento e quelli finali con valori arrotondati rispettivamente in kg e N.

Figura 4.4: riassunto procedimento curva di resistenza

94

Per completezza si riportano il grafico ottenuto e il grafico originale nella stessa scala:

Figura 4.5: Confronto curva ricavata e curva originale

95

4.1.4 Calcolo della Resistenza tramite similitudine di Froude A questo punto è stato possibile ottenere la curva di resistenza di Gometra con il metodo della similitudine di Froude seguendo la procedura standard: -

Partendo dalla curva di resistenza del modello (New York 32) si ricava il Coefficiente di Resistenza Totale:

-

Si calcola il Coeff.di Resistenza d’Attrito del modello secondo la formula della ITTC ’57:

-

Si ricava il coefficiente di Resistenza Residua come:

-

Si ricava il coefficiente di resistenza d’attrito della nave (Gometra) con la stessa formulazione usata in precedenza:

-

Si ricava il coefficiente di resistenza totale della nave:

-

Si calcola la resistenza totale della nave

Per verificare la correttezza della formulazione scelta per il calcolo del coefficiente di attrito si è calcolata la resistenza di attrito come:

e si è confrontata con i dati dello Stevens Institute of Technology come mostrato in figura 4.5 96

In seguito i dati utili per il conto e le tabelle utilizzate per tracciare il grafico della Curva di resistenza di Gometra.

Modello - New York 32

Nave - Gometra λ

LPP

[m]

13,710

LPP

[m]

12,133

LWL

[m]

10,668

LWL

[m]

9,441

ρM

[kg/m3]

1025

LOS

[m]

10,668

LOS

[m]

9,441

ρS

[kg/m3]

1025

B

[m]

2,770

B

[m]

2,451

νM

(m2/s)

1,19E-06

T

[m]

1,976

T

[m]

1,749

νS

(m2/s)

1,19E-06

S

[m2]

37,229

S

[m2]

29,159

g

[m/s2]

9,80665

∆

3

[m ]

11,948

∆

3

[m ]

8,282

Tabella 4.6: confronto tra grandezze modello-nave

Tabella 4.7: Svolgimento da 0 a 9 nodi

97

0,885

Resistenza NY32 - Gometra

10000,0 9000,0 8000,0

Resistenza [N]

7000,0 6000,0 5000,0

New York 32

4000,0

Gometra

3000,0 2000,0 1000,0 0,0 0

2

4

6

8

VelcitĂ [nodi] Figura 4.8: confronto curve di resistenza

98

10

4.2 Progetto dell’elica 4.2.1 Scelta dell’elica Ottenute le informazioni riguardo la resistenza e la potenza, occorre individuare l’elica che abbia le prestazioni migliori nelle condizioni previste. La scelta dell’elica e fondamentale, in quanto Il moto di un qualsiasi mezzo navale viene prodotto mediante un’azione propulsiva che vince le varie resistenze al moto.

L’elica e dunque l’attuatore attraverso il quale l’imbarcazione riesce a generare la spinta necessaria per navigare alle velocita richieste; nella valutazione dell’OPC (overall propulsive coefficient) la percentuale relativa all’elica e certamente quella maggiore, motivo per il quale la migliore progettazione dell’elica conduce alla massimizzazione della spinta e a una riduzione dei consumi.

Avendo già una forma di carena definita ed una conseguente posizione dell’asse, si può fissare come dato il diametro D dell’elica, un altro parametro necessario per il progetto è la velocità che l’imbarcazione deve raggiungere in condizioni di normale utilizzo, la velocità di progetto.

In tabella le caratteristiche della condizione di progetto:

v

5,00 [nodi]

v

2,57 [m/s]

Potenza effettiva

Pe

0,839 [kW]

Resistenza totale

Rt

N° eliche

N

1,00

N° pale

Z

3,00

Diametro

D

0,40 [m]

Velocità

326,31 [N]

Rapporto delle aree

Ae/A0

0,43

Coefficiente di scia

1-w

0,95

Coefficiente di spinta

1-t

0,98

Efficienza relativa rotativa

ηr

1,00

Tabella 4.9: Condizione di progetto

99

Tramite le Formule di Keller otteniamo i valori della VelocitĂ di Avanzo e della Spinta necessarie.

Per la scelta dellâ&#x20AC;&#x2122;elica si fa riferimento alla serie di Wageningen che mette e disposizione famiglie di eliche a parametri fissati al variare del rapporto Passo/Diametro.

Si rende necessario utilizzare una variabile ausiliaria per il calcolo del passo appropriato, in questo caso disponendo della spinta e del diametro utilizziamo la variabile:

Calcolando la variabile Y per le condizioni di progetto che moltiplicata per i valori di J2 restituisce la curva Kâ&#x20AC;&#x2122;t riportata in grafico

K't 0,300 0,250 0,200 0,150

K't

0,100 0,050 0,000 0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

Figura 4.10: Curva K't della condizione di progetto

100

0,900

1,000

Con questa curva, che rappresenta la condizione di progetto della carena, si può entrare nel grafico relativo alle eliche scelte per diversi valori di P/D ed ottenere il passo che garantisca miglior rendimento V prog

5 nodi

N eliche

1

Kt/J^2 prog 0,690

0,313

0,680 0,670

Jeq

Kt

10*Kq

EtaO

0,660

EtaO

P/D

0,650

0,6

0,492

0,077

0,100

0,605

0,7

0,554

0,096

0,130

0,649

0,630

0,8

0,611

0,116

0,168

0,671

0,620

0,9

0,663

0,138

0,215

0,678

1

0,715

0,160

0,268

0,678

1,1

0,762

0,182

0,329

0,671

1,2

0,808

0,205

0,396

0,664

0,640

0,610 0,600 0,6

0,8

1

1,2

1,4

P/D

Figura 4.11: scelta del P/D per velocità di 5 nodi

A titolo di verifica si è eseguito il calcolo del passo anche per la velocità di 6 nodi ottenendo il medesimo risultatodi P/D = 0,9 = 360 mm V prog

6 nodi

N eliche

1 Jeq

0,690 0,680 0,670 0,660 0,650 0,640 0,630 0,620 0,610 0,600

0,359 Kt

10*Kq

EtaO

0,6

0,479

0,082

0,103

0,602

0,7

0,536

0,103

0,136

0,642

0,8

0,589

0,125

0,177

0,659

0,9

0,640

0,147

0,226

0,664

1

0,689

0,170

0,282

0,662

1,1

0,734

0,193

0,345

0,654

1,2

0,778

0,216

0,415

0,646

EtaO

P/D

Kt/J^2 prog

0,6

0,8

1 P/D

Figura 4.12: scelta del P/D per velocità di 6 nodi

101

1,2

1,4

4.2.2 Verifica di Cavitazione Al termine del progetto dell’elica, e sempre necessario condurre una verifica di cavitazione perché i diagrammi dell’elica isolata forniscono i valori di Kt, Kq ed ηo relativi all’elica non cavitante, detti valori sono quindi inattendibili nel caso si presentasse un fenomeno di cavitazione di entità rilevante.

Un metodo per verificare l’eventualità che l’elica progettata sia soggetta a cavitazione e quello proposto da Burrill che ha fornito un diagramma in cui riporta in un piano cartesiano σ,τ alcune linee limite di insorgenza della cavitazione, in funzione della percentuale di dorso delle pale affetta da tale fenomeno e del rapporto Ae/Ao del propulsore, collocando sul diagramma il punto di funzionamento dell’elica in progetto, identificato dall’indice di cavitazione:

Pa

101325

Pa

Pv

2338

Pa

0,5

m

10052

N/m3

ro

1025

kg/m3

Vr

8,732

m/s

Ap

0,043

m2

σ

2,661

τc

0,194

h gamma

Come si può notare i valori ottenuti garantiscono l’assenza di cavitazione come ampiamente previsto dato il range di giri limitato e la dimensione ridotta dell’elica. Dal diagramma di Burrill riportato in figura si nota come i valori siano ampiamente cautelativi.

102

Figura 4.13: Diagramma di Burrill

4.4.3 Calcolo della curva di funzionamento Una volta individuato il passo dell’elica si può procedere con l’analisi delle diverse velocità all’interno del diagramma di elica isolata corrispondente al P/D scelto utilizzando sempre la variabile ausiliari Y. In questo modo è possibile ricavare i valori di Kt, 10*Kq ed

o per

le diverse velocità da cui

si ottiene facilmente il numero di giri dell’elica e con la catena dei rendimenti la Potenza al freno Pb: Nella catena dei rendimenti indichiamo: -

ηO: rendimento dell’elica isolata

-

ηS: rendimento della linea d’assi, = 0,98

-

ηG: rendimento del riduttore = 0,99

-

ηR: efficienza relativa rotativa = 1.00

-

ηH: efficienza di scafo = (1-t)/(1-w) = 0,97

Da cui la Potenza al freno Pb:

103

Si riportano in seguito i valori ottenuti per il P/D = 0,9 scelto e la curva di funzionamento dell’elica per l’intero range di velocità:

V

V

PE

Va

T

KT/J2 carena

numero di J

Kt

10*Kq

ηO

ηs

giri elica

ηg

ηr

ηH

ηP

PB

n=Va/DJ nodi

m/s

kw

m/s

kg

giri/minuto

kw

1 0,51

0,008

0,504

1

0,351 0,6450 0,1453 0,2235 0,6675

117

0,98 0,99 1,00 0,97 0,63

0,0120

2 1,03

0,052

1,008

5

0,304 0,6690 0,1359 0,2123 0,6816

226

0,98 0,99 1,00 0,97 0,64

0,0814

3 1,54

0,169

1,512

11

0,293 0,6740 0,1339 0,2099 0,6843

337

0,98 0,99 1,00 0,97 0,64

0,2631

4 2,06

0,414

2,017

21

0,302 0,6700 0,1355 0,2118 0,6821

451

0,98 0,99 1,00 0,97 0,64

0,6451

5 2,57

0,839

2,521

33

0,313 0,6630 0,1383 0,2151 0,6782

570

0,98 0,99 1,00 0,97 0,64

1,3160

6 3,09

1,662

3,025

55

0,359 0,6400 0,1473 0,2258 0,6644

709

0,98 0,99 1,00 0,97 0,62

2,6593

7 3,60

3,880

3,529 110 0,528 0,5720 0,1734 0,2563 0,6159

925

0,98 0,99 1,00 0,97 0,58

6,6974

8 4,12 10,627 4,033 263 0,968 0,4680 0,2118 0,3000 0,5257

1293

0,98 0,99 1,00 0,97 0,49 21,4929

9 4,63 29,529 4,537 650 1,890 0,3620 0,2485 0,3411 0,4198

1880

0,98 0,99 1,00 0,97 0,39 74,7848

Figura 4.14: Calcolo della potenza al freno del motore Pb

Curva funzionamento elica 80 70

Pb [kW]

60 50 40 30 20 10 0

0

200

400

600

800

1000 1200 n [giri/min]

1400

Figura 4.15: Curva di funzionamento dell'elica

104

1600

1800

2000

4.3 Matching Elica-Motore Una volta ottenuta la curva di funzionamento dell’elica si procede con la scelta del riduttore per effettuare il matching con il motore scelto.

La scelta della motorizzazione elettrica è maturata, oltre che per motivi ecologici, anche per questioni di pesi e di ingombri che meglio si adattavano alle ridotte geometrie interne dello scafo classico.

Il motore scelto è il modello L-200 D135 RAG della L.M.C. Motors Ltd di cui si allega il disegno tecnico e le caratteristiche tecniche.

Figura 4.16: schema e caratteristiche del motore

Come si può notare il motore prevede un’alimentazione massima a 96 V ed una potenza massima di funzionamento in continuo a 16,84 kW, per Gometra si è scelto di alimentarlo a soli 72 V con una conseguente potenza massima erogabile di 13 kW, questi quindi saranno i dati per il dimensionamento del riduttore.

105

4.3.1 Curva di potenza del motore elettrico La caratteristica principale del motore in CC è la capacità di erogare la massima coppia a rotore bloccato, questa decresce linearmente fino ad annullarsi al numero di giri massimo. La curva di potenza è di forma parabolica essendo derivata dalla moltiplicazione della velocità angolare per la coppia erogata ed ha il massimo, definito come potenza di picco, a ½ dei giri massimi.

Diagrammando i valori di targa del motore scelto otteniamo il grafico seguente: 45,0

40,0

40,0

35,0

35,0

30,0

30,0

25,0

25,0 20,0

20,0 15,0

15,0

10,0

10,0 5,0

5,0

0,0

0,0 4500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

Figura 4.17: curva di coppia e di potenza del motore scelto

106

Coppia Nm

Potenza kW

4.3.2 Scelta del riduttore Il motore viene fornito con tre diversi riduttori con i rapporti 22/56, 22/72 e 22/90. Si riporta in seguito la tabella dei valori ottenuti:

VelocitĂ Pb elica [Nodi]

[kW]

n elica [rpm]

Rid. 1

Rid. 2

Rid. 3

22/56

22/72

22/90

[rpm]

[rpm]

[rpm]

1

0,01

128

326

419

524

2

0,08

245

624

802

1003

3

0,26

364

927

1192

1490

4

0,65

490

1248

1605

2006

5

1,32

620

1578

2029

2536

6

2,66

777

1978

2543

3179

7

6,70

1034

2632

3384

4230

8

21,49

1483

3774

4854

6067

Figura 4.18: confronto dei riduttori

Diagrammando la curva di potenza del motore e le curve di funzionamento dellâ&#x20AC;&#x2122;elica coi diversi rapporti di riduzione otteniamo il seguente grafico: 40,00 35,00 30,00 elica isolata 25,00

22/56 22/72

20,00

22/90 15,00

motore limite

10,00 5,00 0,00 0

1000

2000

3000

4000

5000

Figura 4.19: confronto curva di potenza - curve di funzionamento dei riduttori

107

Come si può notare il rapporto migliore per sfruttare a pieno la potenza del motore è il più veloce, ossia il 22/56. È stato inserito il limite di funzionamento in continuo per facilitare la lettura del grafico.

Anche nel caso si volesse considerare la soglia dei 13 kW, derivato da un’alimentazione a soli 72 V, resta valido il rapporto di riduzione scelto.

Va comunque considerato che il progetto dell’elica è stato impostato per una velocità di progetto di 5 nodi, per tale valore la curva di potenza del motore garantisce dei margini più che rassicuranti anche per le fasi di transitorio.

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4.5.3 Valutazione dell’autonomia L’autonomia dipende strettamente dalla capacità delle batterie, avendo problemi di geometrie e volumetrie interne si è optato per la tecnologia al Litio che garantisce maggior densità energetica rispetto alle tradizionali batterie al piombo o al gel.

La scelta si articola su due differenti prodotti: -

Mastervolt MLI Ultra 24/5000

-

Archimede Energia ÆnerBox LiPo 74Vdc 40A

Figura 4.20: confronto tra le due soluzioni proposte

Per quanto riguarda le Mastervolt essendo batterie e 24 V, per raggiungere la tensione di alimentazione del motore è necessario installare almeno 3 unità collegate in parallelo. Questo garantirebbe il voltaggio desiderato con un’energia complessiva di 5000 Wh Nel secondo caso le batterie di Archimede Energia sono già a 72 V, pertanto teoricamente sarebbe sufficiente anche una sola unità per alimentare il motore. Si esegue la simulazione di autonomia con due unità collegate in serie per avere una capacità energetica complessiva di 5920 Wh. Introduciamo un limite dell’80% di profondità di scarica per le batterie che porta a 4000 Wh e 4736 Wh rispettivamente l’energia disponibile per le due soluzioni.

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Per il calcolo dell’autonomia sovrastimiamo la potenza richiesta del 20% per tener conto, cautelativamente, delle imprecisioni di calcolo ed eventuali perdite non quantificabili nell’impianto completo.

Riportano le tabelle e i grafici comparativi in miglia ed ore di navigazione:

Mastervolt 3 in parallelo 4000 Wh

nodi pb elica 1 2 3 4 5 6 7 8

0,01 0,08 0,26 0,65 1,32 2,66 6,70 21,49

autonomia 20% ore miglia 0,01 0,10 0,32 0,77 1,58 3,19 8,04 25,79

278,4 41,0 12,7 5,2 2,5 1,3 0,5 0,2

Archimede

278,4 2 in serie 81,9 5920 Wh 38,0 20,7 12,7 7,5 3,5 1,2

nodi pb elica 1 2 3 4 5 6 7 8

0,01 0,08 0,26 0,65 1,32 2,66 6,70 21,49

autonomia 20% ore 0,01 0,10 0,32 0,77 1,58 3,19 8,04 25,79

329,6 48,5 15,0 6,1 3,0 1,5 0,6 0,2

miglia 329,6 97,0 45,0 24,5 15,0 8,9 4,1 1,5

Tabella 4.21: Calcolo dell'autonomia

Figura 4.22: confronto tra le due soluzioni

L’analisi delle autonomie restituisce un valore in leggermente in favore della soluzione di Archimede Energia, tuttavia all’interno della scelta bisogna tener conto di altri parametri quali i costi, la facilità di installazione e l’assistenza post vendita.

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Capitolo 5 – Composizione e design Trattandosi di un progetto di restauro la fase di composizione e design assume tutta un’altra connotazione rispetto ad un progetto classico, non si tratta più di ideare e rendere coerente l’aspetto e la funzionalità dell’imbarcazione da un punto di vista stilistico ed ergonomico ma si trasforma in una ricerca storica, quasi maniacale, dei dettagli da ripristinare seguendo la filosofia di restauro filologico.

Nel caso di Gometra la ricerca storica, iniziata ormai anni fa e non ancora terminata, ha condotto a conoscere dettagli e aspetti fondamentali per il restauro degli interni e della attrezzatura di coperta.

Si potrebbe scrivere un intero trattato su come, spesso fortuitamente, un indizio porti a ritrovare persone e documenti legati alla barca che forniscono ricordi, testimonianze e dettagli particolarmente preziosi. Ci si limiterà nei paragrafi seguenti ad esporre il materiale recuperato e ove possibile come è stato sfruttato nell’ambito del restauro.

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5.1 Creazione del modello 3D Per ottimizzare il progetto ed avere una visione complessiva del lavoro da svolgere il primo passo è stato quello di creare un modello 3D dello scafo di Gometra, per fare ciò si è utilizzato il software Rhinoceros V5 col quale è stato possibile estrapolare le linee d’acqua dai disegni originali e ottenere un modello virtuale dello scafo.

Figura 5.1: linee d’acqua originali di A. Mylne

Successivamente sono state modellate le strutture e tutte le componenti portanti dell’imbarcazione. Praticamente seguendo lo stesso procedimento della costruzione reale di una barca si è quindi ottenuto uno scafo completo pronto per essere allestito.

Sempre dai disegni originali e dai rilievi dal vero si sono poi modellate le sovrastrutture, il pozzetto e le falchette. A questo punto la barca era pronta per essere allestita.

Figura 5.2: modello £d eseguito con Rhinoceros V5

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5.2 Distribuzione degli interni Per quanto riguarda l’allestimento degli interni erano disponibili solo alcune tavole poco dettagliate dei disegni originali, da queste è stato possibile ricavare il posizionamento delle paratie e poco altro.

Fu tuttavia possibile recuperare testimonianze da alcuni testi come “Where the Tides Meet” scritto dal secondo armatore di Gometra, William B. Luard che descrive in un breve passaggio il quadrato. Analogamente alcuni segni sulle strutture suggerivano le vecchie collocazioni delle cuccette e di altri allestimenti, o ancora i racconti degli eredi degli armatori degli anni ‘60 e ’70 che da bambini navigarono a bordo di Gometra.

Il progetto nella sua versione finale prevede la presenza di due cuccette ai lati della scaletta d’ingresso che si posizionano sotto le sedute del pozzetto, un quadrato simmetrico con divanetti e un allestimento a stipetti a murata diviso da una semi paratia, una zona si servizio con cucina e carteggio nella zona dell’albero dopo la paratia principale e una zona cala vele a prua con l’inserimento di un WC e un piccolo lavabo.

Si allega una versione scalata dei piani generali e delle sezioni longitudinale e trasversali, per i dettagli fare riferimento alle Tavole 7 e 8.

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Figura 5.3: pianta e sezione longitudinale

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Figura 5.4: sezioni trasversali

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5.3 Attrezzatura di coperta Nel caso dellâ&#x20AC;&#x2122;attrezzatura di coperta invece erano presenti alcuni dettagli tra i disegni e i manoscritti originali del progettista dai quali si è riusciti a risalire quantomeno alla tipologia di deck hardware da recuperare.

Si allegano i disegni e le note manoscritte di Alfred Mylne:

Figura 5.4: particolare di un bozzello

Figura 5.6: particolare di della trozza del boma

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Figura 5.7: note manoscritte sullâ&#x20AC;&#x2122;attrezzatura di coperta

Sfortunatamente molto poco del materiale originale era presente al ritrovamento della barca per cui è stato fatto un lungo lavoro di ricerca di componenti dellâ&#x20AC;&#x2122;epoca o compatibili e di ripristino delle condizioni operative.

Di seguito alcuni esempi:

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Figura 5.8:alcune componenti in fase di restauro

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In altri casi invece non è stato possibile reperire materiale d’epoca e si è provveduto alla realizzazione di componenti nuovi sui quali è stato però fatto un lavoro di studio di compatibilità con l’epoca della barca.

Alcuni esempi:

Figura 5.9: progetto di particolari di coperta

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5.4 Piano velico Gometra nella sua storia ha cambiato due volte piano velico, fortunatamente di tutti si dispone della tavola originale. Il primo piano velico era ideato nel 1925 e, nell’era dei primi armi bermudiani, prevedibilmente poco performante. Si presentava con un albero piuttosto basso con un solo ordine di crocette particolarmente largo e un boma imponente come negli armi aurici. Il risultato era una randa con un bassissimo rapporto di allungamento ed un piccolo fiocco senza sovrapposizione.

Negli anni 30 probabilmente lo stesso Mylne ideò un secondo piano velico con un albero a due ordini di crocette più lungo e flessibile, con un boma più corto e un grande genoa armato in testa d’albero.

Nel 1952 fu commissionata una modifica a questo armo da parte degli armatori canadesi, l’architetto navale Ben Seaborn di Seattle realizza il terzo piano velico di Gometra, che è quello attualmente presente. La modifica più evidente è il frazionamento del triangolo di prua con l’aggiunta di un diamante.

Pur compromettendo la filosofia generale di ripristino delle condizioni originali si è scelto di mantenere l’armo esistente, il terzo, perché è sembrato più saggio preservare un armo di più di 70 anni piuttosto che farne uno nuovo uguale a quello di 90 anni fa.

Si allegano i disegni originali dei tre armamenti, le fasi del restauro e la tavola del piano velico attuato (per i dettagli vedi Tavola 9)

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Figura 5.10: piano velico originale

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Figura 5.11: secondo piano velico di Alfred Mylne

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Figura 5.12: piano velico di Ben Seaborn del 1952

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Figura 5.13: fasi di restauro dellâ&#x20AC;&#x2122;albero

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Figura 5.14: studio del piano velico

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5.5 Viste dâ&#x20AC;&#x2122;insieme

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5.6 Renderings

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Conclusioni Con questo progetto si è voluto affrontare la tematica del restauro di un’imbarcazione d’epoca da un punto di vista più ingegneristico di quanto accade di solito. Grazie all’ausilio delle nuove tecnologie e degli studi propri dell’ingegneria navale è stato infatti possibile approfondire degli aspetti tecnici che normalmente vengono trascurati o lasciati alla conoscenza empirica degli operatori del settore.

Lungi dal voler proporre una metodologia universale, si è però cercato di dare una direzione scientifica ad un ambito che ancora oggi resta vincolato ad un approccio ancora strettamente artigianale. La via per il futuro dei restauri è a mio avviso quella di unire le competenze dei maestri d’ascia con le nuove tecniche progettuali avanzate.

Così facendo forse in futuro riusciremo anche a salvaguardare le conoscenze artigianali, se non artistiche in certi casi, che si stanno purtroppo perdendo, riuscendo al contempo ad avviare un processo che renda il restauro nautico più diffuso e stimolante per le nuove generazioni di progettisti.

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UNI 3252 Legno. Condizioni generali per prove fisiche e meccaniche.

UNI ISO 3131 Legno. Determinazione della massa volumica per prove fisiche e meccaniche UNI ISO 3787 Legno. Determinazione della resistenza a compressione parallela alla fibra UNI ISO 3133 Legno. Prove di resistenza a flessione statica ISO 12217-2 Small craft — Stability and buoyancy assessment and categorization — Part 2: Sailing boats of hull length greater than or equal to 6 m, 2013 “Regolamento per la nautica da diporto” Cap. 2 “Scafi in Legno”, Genova, RINA

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