Introducere… 4 [627944]
CUPRINS
Introducere………………………………………………………………………………………………………….. 4
Capitolul 1
GENERALITĂȚI DESPRE NAVELE REMORCHERE
1.1.Descrierea generală a navelor de tip remorcher…………………………………………………………… 5
1.2.Tipuri de remorchere……………………………………………………………………………………………….. 5
1.3.Propulsia remorcherelor…………………………………………………………………………………………… 6
1.4.Sisteme de propulsie……………………………………………………………………………………………….. 6
1.5.Remorcherele cu linie de axe……………………………………………………………………………………. 6
1.6.Remorchere azimutale……………………………………………………………………………………………… 7
1.7.Remorchere tractor azimutale……………………………………………………………………………………. 8
1.8.Remorchere tractor Voith Scheider…………………………………………………………………………….. 8
1.9.Formele remorcherelor……………………………………………………………………………………………. 9
1.10.Instalația de remorcaj……………………………………………………………………………………………. 9
1.11.Stabilitatea remorcherelor………………………………………………………………………………………. 10
1.12.Remorcher carusel………………………………………………………………………………………………… 10
1.13.Concluzii………………………………………………………………………………………………………………1 2
Capitolul 2
DETERMINAREA REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE ȘI A PUTERII DE PROPULSIE
2.1.Componentele rezistenței la înaintare…………………………………………………………………………1 3
2.2.Metoda Holtrop-Mennen………………………………………………………………………………………….1 4
2.2.1.Rezistența de frecare……………………………………………………………………………………………..1 5
2.2.2.Factorul de form ă al carenei fără apendici………………………………………………………………..1 5
2.2.3.Rezistența apendicelor……………………………………………………………………………………………1 6
2.2.4.Rezistența adițională de corelare între model și navă………………………………………………….1 6
2.3.Diagrama 1 . Puterea efectivă……………………………………………………………………………………. 19
2.4.Diagrama 2 . Rezistența la înaintare totală a navei……………………………………………………….. 20
2.5.Concluzii………………………………………………………………………………………………………………… 20
Capitolul 3
ESTIMAREA NECESARULUI DE PUTERE PENTRU MOTOR PRINCIPAL
3.1.Motorul principal al navei………………………………………………………………………………………..2 1
3.1.1.Motoarele cu abur…………………………………………………………………………………………………2 1
3.1.2.Turbina cu abur…………………………………………………………………………………………………….2 1
3.1.3.Turbina cu gaze…………………………………………………………………………………………………….2 1
3.1.4.Motorul electric…………………………………………………………………………………………………….2 1
3.2.Motorul Diesel………………………………………………………………………………………………………..2 2
3.3.Modalități de transmitere a puterii la propulsor……………………………………………………………2 2
3.3.1.Motajul motorului Diesel lent…………………………………………………………………………………2 3
3.3.2.Montajul cu reductor………………………………………………………………………………………………2 3
3.3.3.Montajul cu generator pe ax……………………………………………………………………………………2 4
3.3.4.Montajul a două motoare cu dublă terminație……………………………………………………………2 4
3.3.5.Cuplarea motorului Diesel………………………………………………………………………………………2 5
– 1 –
3.4.Caracteristicile motoarelor……………………………………………………………………………………….2 5
3.5.Pregătirea motorului pentru pornire…………………………………………………………………………..2 6
3.6.Pornirea motorului…………………………………………………………………………………………………..2 6
3.7.Deservirea motorului în timpul funcționării………………………………………………………………..2 7
3.8.Oprirea motorului……………………………………………………………………………………………………2 7
3.9.Concluzii………………………………………………………………………………………………………………..2 7
Capitolul 4
ELEMENTE DE CALCUL INGINERESC SPECIFICE NAVELOR REMORCHER
4.1.Considerații generale………………………………………………………………………………………………2 8
4.2.Componentele rezistenței la înaintare principale…………………………………………………………2 9
4.2.1.Rezistența de frecare……………………………………………………………………………………………. 29
4.2.2.Rezistența de presiune…………………………………………………………………………………………. 29
4.2.3.Calculul ariei suprafeței udate a carenei………………………………………………………………….3 0
4.3.Determinarea rezistenței la înaintare principale prin metoda HARVALD………………………3 1
4.4.Calculul coeficientului rezistenței de înaintare…………………………………………………………..32
4.4.1.Calculul coeficientului rezistenței de frecare a plăcii netede echivalente……………………..3 2
4.4.2.Calculul coeficientului de corecție al rezistenței de frecare……………………………………….33
4.4.3.Calculul coeficientului adițional de rugozitate…………………………………………………………3 3
4.5.Determinarea coeficientului rezistenței de presiune……………………………………………………3 3
4.5.1.Numarul Froude………………………………………………………………………………………………….3 3
4.5.2.Coeficientul rezistenței de presiune a navei standard…………….,………………………………..3 4
4.5.3.Coeficientul rezistenței de presiune………………………………………………………………………..3 5
4.6.Coeficientul rezistenței la înaintare principale……………………………………………………………3 6
4.7.Rezistența principală la înaintare………………………………………………………………………………3 6
4.8.Rezistența la înaintare suplimentară a navei……………………………………………………………….3 6
4.8.1.Considerații generale…………………………………………………………………………………………….3 6
4.8.2.Determinarea componentelor rezistenței la înaintare suplimentare……………………………..3 6
4.8.2.1.Rezistența la înaintare datorată apendicilor…………………………………………………………..3 6
4.8.2.2.Rezistența la înaintare generată de valurile mării…………………………………………………..3 7
4.8.2.3.Rezistența la înaintare datorată aerului…………………………………………………………………3 7
4.9.Calculul rezistenței la înaintare suplimentare……………………………………………………………..3 8
4.9.1.Rezistența la înaintare datorată apendicilor……………………………………………………………..3 7
4.9.2.Rezistența la înaintare generată de valurile mării……………………………………………………..3 8
4.9.3.Rezistența la înaintare datorată aerului…………………………………………………………………… 39
4.9.4.Rezistența la înaintare suplimentară……………………………………………………………………….. 40
4.10.Rezistența la înaintare totală și puterea instalației de propulsie a navei…………………………4 0
4.10.1.Considerații teoretice…………………………………………………………………………………………..4 0
4.10.2.Calculul rezistenței la înaintare totale și a puterii de remorcare a navei……………………..4 2
4.11.Alegerea motorului principal de propulsie…………………………………………….. ………………42
4.12.Alegerea propulsorului…………………………………………………………………………………………..4 3
CAPITOLUL 5
CALCULUL LINIILOR AXIALE
5.1. Calculul arborelui interior………………………………………………………………………………………..44
5.2. Găuri și decupari în arbori………………………………………………………………………………………..45
5.3. Calculul arborelui de împingere………………………………………………………………………………..45
5.4. Arborele port elice…………………………………………………………………………………………………..45
5.5. Arborii navelor cu întărituri pentru gheață………………………………………………………………….47
– 2 –
5.6. Îmbinarea arborilor…………………………………………………………………………………………………47
5.7. Lagărele arborilor…………………………………………………………………………………………………..48
5.8. Alinierea arborilor…………………………………………………………………………………………………..49
5.9. Probe hidraulice……………………………………………………………………………………………………..50
5.10.Montarea fără pană, prin presare, a elicei și cuplajelor liniilor de arbori……………………….50
5.11. Dispozitive de frânare……………………………………………………………………………………………52
5.12 Calculul de rezistență pentru liniile axiale…………………………………………………………………52
5.12.1.Calculul de rezistență pentru arborele intermediar și arborele de împingere……………….52
5.12.2.Calculul de rezistență pentru arborele port elice……………………………………………………..53
Concluzii …………………………………………………………………………………………………………………… 56
Bibliografie………………………………………………………………………………………………………………… 57
– 3 –
INTRODUCERE
Remorcherul este o navă de dimensiune relativ mică , care are în dotare o instalație de
propulsie puternică cu scopul efectuării remorcajelor maritime si fluviale , manevrelor portuare a
șlepurilor , tancurilor și altor îmbarcațiuni dar se poate folosi și pentru intervenții în caz de salvări și
incendii .
În principiu , un remorcher este un mijloc de aplicare a unei forțe exterioare asupra navei
căruia îi acordă ajutor sau o comand ă .
În funcție de poziția instalațiilor de propulsie avem : remorchere convenționale care au o
formă normală a corpului și un sistem de propulsie tradițional; remorchere de tracțiune care au o
formă neconvențională a corpului unde propulsorul este situat sub corpul navei la aproximativ o
treime din lungimea navei și remorchere cu transmisie în Z cu o formă convențională a corpului
înspre prova dar pentru amplasarea propulsoarelor azimutale antrenate au o transmisie în Z iar pupa
este tăiată.
Când există necesitatea folosirii unui remorcher , în majoritatea operațiunilor, nava asistată
se deplasează cu viteză relativ redusă dar sunt și situații când se dorește ca remorcherul sa aibă o
viteză mai mare din care cauză s-a introdus conceptul de remorcaj indirect sau de escortă adică în
acest caz remorcherul merge în fața navei însoțite și dacă nu apar situații deosebite nu se pune
problema tractării acesteia.
Primul remorcher se numea ''CHARLOTTE DUNOAS'' și a fost construit în 1802 de către
inginerul scoțian William Symington , având roți cu zbaturi pentru propulsie .
Acesta efectua remorcajul navelor pe canalul Clyde din Scoția .
În USA , roata cu zbaturi este înlocuită cu elicea de propulsie în jurul anului 1850 , iar în
1900 , mașina cu aburi a fost înlocuită cu motorul Diesel .
Remorcherele au evoluat de-a lungul timpului, căpătând particularități specifice și au fost
specializate pentru manevre de remorcaj pe râuri, fluvii, canale, docuri, porturi, rade exterioare,
estuare și astfel s-a ajuns la clasificarea lor pe grupe, astfel: remorchere costiere, maritime și
oceanice.
– 4 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
C APITOLUL 1
REMORCHERE – NAVE DESTINATE REMORCAJULUI NAVELOR
NEPROPULSATE ȘI ASISTENȚA LA MANEVRĂ A NAVELOR PROPULSATE
1.1. DESCRIERE
Navele care sunt destinate manevrării altor nave sau unităților plutitoare prin tragere sau
împingere se numesc remorchere.Acestea sunt destinate operării în mare deschisă, rade și porturi,
canale sau pe apele interioare. Pe lângă funcția principală de tragere, remorcherele sunt dotate cu
instalații și echipamente care să permită îndeplinirea altor activități, cum ar fi: salvare, stins
incendiu, depoluare, spargerea gheții, transport ocazional. Remorcherele au caracteristici
constructive și funcționale diferite conducand la faptul că sunt specializate pe diferite tipuri de
operațiuni.
1.2. TIPURI DE REMORCHERE
Remorcherele se clasifică după zona de navigație: nelimitată, costieră, ape interioare sau
protejate. Remorcherele se diferențiază după zona de navigație și această diferențiere este dată de
adaptarea acestora la condițiile specifice de navigație, respectiv starea diferită a mării și
îndepărtarea de țărm. Astfel, la remorcherele cu zona de navigație nelimitată: formele navei sunt
adaptate navigației în valuri înalte – bord liber crescut, prova înălțată cu unul sau două nivele de
teugă, raportul L/B crescut; cerințele de stabilitate intactă și de avarie sunt mai severe; deschiderile
în corp și suprastructuri sunt cu grad înalt de etanșare, geamurile au un înalt grad de rezistență;
autonomia este mărită prin creșterea capacității de stocare combustibil, apă, provizii și reziduuri;
spațiile pentru echipaj sunt mari, adaptate voiajelor de lungă durată; sistemele importante sunt cu
grad înalt de redundanță. Pe măsură ce zona de navigație se reduce, caracteristicile de mai sus se
diminuează.
– 5 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
1.3. PROPULSIA REMORCHERELOR
Caracteristica principală a unui remorcher o reprezintă forța de tracțiune și direcția în care
aceasta este dezvoltată. Pentru aceasta, sistemul de propulsie reprezintă elementul central în
proiectarea unei astfel de nave. Cu unele excepții (remorchere salvator și remorchere de escortă),
viteza de marș liber a navei nu reprezintă o cerință specifică. Uzual, viteza de marș liber a
remorcherelor este de 10-12 noduri. În cazul remorcherelor salvator și al remorcherelor de escortă,
din necesitatea de a ajunge rapid în zona de intervenție, viteza se impune prin cerința de proiectare,
de obicei în zona 15-17 noduri.
1.4. SISTEME DE PROPULSIE
La trei tipuri de sisteme de propulsie se utilizează: linie de axe, propulsoare azimutale, VSP
(Voith Schneider Propulsion).
Pentru tipurile de remorchere, în funcție de configurația propulsiei, se folosesc următoarele
abrevieri: ST – shafttug – nav ă cu linie de axe; ASD – azimuth stern drive – navă cu propulsoare
azimutale amplasate la pupa; VSP – nav ă cu propulsoare Voith Schneider (în cele mai multe cazuri
sunt tip tractor tug); ATT – azimuth tractor tug – navă cu propulsoare azimutale amplasate central.
1.5. REMORCHERE CU LINIE DE AXE
Aranjamentul elementelor sistemului de propulsie se face „în linie” la remorcherele cu linie
de axe. Se vor avea în vedere suplimentar: spațiul pentru cârme să fie suficient, lagărele liniei de
axe vor fi poziționate astfel încât distanța între ele să respecte cerințele din reguli, alinierea cu
propulsorul. În unele situații se practică linii de axe înclinate în plan vertical (la navele mici) și în
plan orizontal. Înclinarea liniei de axe nu va depăși 3-4 grade.
– 6 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
Remorchere azimutale
Pentru remorcherele tip ASD amplasarea propulsoarelor azimutale se face la pupa și la
centru pentru remorcherele tractor. Propulsoarele trebuie amplasate cât mai depărtate unul de altul
pentru a mări performanțele, și în special cele de manevrabilitate. Distanța minimă recomandată
între pozițiile extreme ale propulsoarelor (a se ține cont că acestea sunt rotative 360°) este de
500mm. De asemenea, amplasarea propulsoarelor trebuie să asigure o distanță de siguranță minimă
între propulsoare și bordajul navei (recomandat 500 mm) pentru a evita lovirea propulsoarelor de
cheu sau de nava asistată, din cauza înclinării remorcherului. Nu este obligatoriu ca unitățile de
propulsie să fie amplasate vertical, ele pot fi dublu înclinate – longitudinal și transversal – cu
unghiuri de până la 3°-5°. Această înclinare aduce unele beneficii hidrodinamice în cazul
remorcherelor de manevră și reduce unghiul axului cardanic, permite amplasarea apropiată a
motoarelor fără a influența distanța între propulsoare.
– 7 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
1.7. REMORCHERE TRACTOR AZIMUTALE
Amplasarea propulsoarelor azimutale se face la centru prova sub chila navei. Principiile de
amplasare sunt asemănătoare cu cele de la remorcherele tip ASD cu următoarele observații:
amplasarea la centru-prova sub chila navei a propulsoarelor asigură o diferență de nivel mică între
motoare și propulsoare, ceea ce face mai simplă transmisia cardanică, unghiurile de amplasare ale
propulsoarelor sunt date de forma fundului, existența unui derivor extins la pupa și a protecțiilor la
prova pentru protejarea propulsoarelor.
1.8. REMORCHERE TRACTOR VOITH SCHNEIDER
Amplasarea propulsoarelor azimutale se face la centru prova, sub chila navei. Amplasarea
propulsoarelor și formele navei (v. Cap. 2.4) trebuie să respecte cerințele stricte ale producătorului
propulsoarelor. În Fig. 2.13 se vor remarc a: amplasarea propulsoarelor la centru-prova sub chila
navei, tipică la navele tip tractor; unghiurile de amplasare ale propulsoarelor sunt date de forma
fundului; existența unui derivor extins la pupa și a protecțiilor la prova, pentru protejarea
propulsoarelor; transmisia cu cuplaj hidraulic; utilizarea unor facilități oferite de sistemul VSP:
două motoare pe fiecare propulsor; nu este obligatorie, dar flexibilizează exploatarea, amplasarea
pompelor de incendiu pe PTO la motor, amplasarea generatoarelor pe ax pe PTO la reductor.
– 8 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
1.9. FORMELE REMORCHERELOR
Principiile generale de dimensionare: dimensionarea remorcherelor se face ținând cont de
tipul acestora, precum și de reglementările portuare, dimensiunile navelor asistate, spațiul de
manevră, condițiile locale de mediu (vânt, curent, maree etc.). Valori adimensionale tipice: L/B =
2,7 – 3,5 la remorchere de manevră, 3,5 – 5 la remorchere de linie și de escortă; B/T = 2,3 – 3,0; CB
= 0,48 – 0,52. Lungimea variază între 20 și 33 m pentru remorcherele portuare și poate ajunge până
la 60 m în cazul remorcherelor salvator și de escortă. Pescajul: remorcherele se proiectează având
ca dată de intrare puterea sau forța de tracțiune. Din putere (forța de tracțiune), în urma calculului
propulsiei rezultă diametrul elicei. Pescajul se adoptă cam în domeniul 1,5–1,75 din diametrul
elicei. Se va face distincția între pescajul corpului și pescajul maxim. Acestea pot diferi în cazul în
care derivorul și/sau propulsoarele coboară sub linia de bază – cazul remorcherelor tractor și uneori
al remorcherelor azimutale. Din condiția de spațiu necesar pentru componentele majore (motoare cu
instalațiile anexe și propulsoare) se determină înălțimea de construcție și este limitată inferior de
cerința de bord liber minim. Lungimea și lățimea rezultă utilizând pescajul și rapoartele între
dimensiuni tipice. Pentru aceste dimensiuni se verifică: respectarea ecuației deplasamentului ' = M,
unde: ' ULBTCB M = suma maselor = '0+Dwt unde: deplasamentul navei goale'0 se poate
considera în prima aproximație dat de valoarea preliminară a greutății specifice 0,2-0,25 t/m3
(relativ la produsul LBD). Această greutate specifică este mai mare la remorcherele cu întărituri
pentru gheață sau cu dotări suplimentare; pentru Dwt se calculează rezervele (puterea și autonomia
sunt cunoscute) și eventuala încărcătură utilă specificată prin tema de proiectare; bordul liber;
lățimea din condiția de spațiu pentru motoare și din condiții de stabilitate.
1.10. INSTALATIA DE REMORCAJ
În principal, remorcajul se poate efectua, în trei moduri: remorcaj peste pupa, cu sistemul de
remorcare pupa; remorcaj peste prova (nu la remorcherele ST), cu sistemul de remorcare prova;
– 9 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
remorcaj „la ureche”, cu legarea la babale. Instalația de remorcare prevăzută pe o navă care în
simbolul de clasă conține notația „TUG” reprezintă ansamblul de echipamente și dotări care oferă
acestei nave posibilitatea efectuării următoarelor operații: remorcarea „în linie”; în acest caz
echipamentele de remorcare se amplasează în jumătatea din pupa a navei, în acest caz se află
remorcherul nostru TUG 22 ; operații de remorcare de escortă care se efectuează cu echipamentele
de remorcare care se amplasează în zona prova a navei. O serie de remorchere „normale” sunt
dotate la prova cu echipament de remorcare (foretowingbollard) amplasat perpendicular pe PD, care
dau posibilitatea acestei nave de a asista o navă sau o instalație plutitoare în cursul unor remorcaje
sau manevre. Deoarece el trebuie să îndeplinească și niște condiții specifice, un astfel de remorcher
nu este clasificat ca ,,Escort tug".
Componența efectivă a unei instalații de remorcaj este stabilită prin Specificația Tehnică a
Navei ca temă de proiectare, care conține cerințele armatorului navei, stabilite în funcție de
operațiile pe care nava trebuie să le execute. Instalația poate conține (Fig. 2.17): parâme de
remorcă, vinciuri de remorcă, cârlige de remorcă, babale de remorcă (towingbollard sau towingbitt),
ghidaje / limitatori pentru parâma de remorcă: gobeye, towingpins, rulou de ghidare pupa (stern
roller), specific navelor Supply/Tug, curbe de remorcă (towbars) – ca elemente de protecție pe navă
față de parâma de remorcă.
1.11 STABILITATEA REMORCHERELOR
O problemă care trebuie verificată cu atenție încă din stadiul inițial de proiectare este
stabilitatea remorcherelor. Investigarea stabilității nu trebuie făcută numai în condiții statice și în
condiții de remorcaj normal, ci și în condițiile specifice de exploatare când atât remorcherul, cât și
nava asistată sunt în mișcare –uneori în direcții diferite – în situația de remorcare cu prova sau în
situația de escorta .
Sunt trei categorii de reguli prin care este reglementată stabilitatea remorcherelor: reguli
generale de stabilitate aplicabile în funcție de zona de navigație (nelimitată, costieră, portuară);
reguli specifice de stabilitate aplicabile numai remorcherelor; reguli locale specifice portului sau
țării unde operează nava.
1.12. REMORCHER CARUSEL
O categorie specială de remorchere–inovație olandeză–o reprezintă remorcherul carusel. Ideea
– 10 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
de bază constă în înlocuirea cârligului de remorcă fix și amplasat pe punte cu un inel în jurul
suprastructurii, astfel încât cârligul de remorcă se poate deplasa pe acest inel.
Astfel, la tracțiunea transversală cârligul se deplasează în bord, dar la tracțiunea în sens
longitudinal, cârligul se așează în PD ca la orice sistem obișnuit. Poziționarea în bord a punctului de
remorcare reduce semnificativ momentul de înclinare dat de parâmă prin diminuarea brațului
cuplului de forțe (Fig. 2.20), combinată cu inclinarea navei. Se ajunge ca la un anumit unghi de
înclinare a navei brațul cuplului de înclinare să devină aproape 0 (punctul de aplicație al forței
hidrodinamice și tracțiunea din parâmă se așează pe aceeași direcție) făcând nava practic imposibil
de răsturnat. La înclinări de până la 40-50° să nu se producă inundarea navei evident ea este
proiectată cu un grad mare de etanșeitate.
Ideea că deși nava se înclină semnificativ ea nu se răstoarnă a permis dezvoltarea unui nou
concept de manevră de frânare a navelor asistate. În Fig. 2.21 se prezintă câteva poziții specifice ale
remorcherului în raport cu nava asistată la manevra de frânare.
– 11 –
Capitolul 1 Remorchere – nave destinate remorcajului navelor nepropulsate
și asistență la manevră a navelor propulsate
A) Remorcherul este în linie cu nava și frânarea se face exclusiv prin forța motoarelor (cazul
remorcherelor normale).
B) Remorcherul este transversal pe direcția navei asistate, frânarea realizându-se pe baza
rezistenței hidrodinamice a remorcherului în deplasare laterală (tras de nava asistată). În acest mod,
forța de frânare poate fi de până la 9 ori mai mare decât cea asigurată de motoare, cu atât mai mare
cu cât viteza navei asistate este mai mare.
Similar D, E, K – remorcherul în poziție intermediară
1.13. CONCLUZII
Acest capitol cuprinde descrierea, tipurile de remorchere, formele remorcherelor, instalația
de remorcaj cât și stabilitatea remorcherelor.
Cunoașterea acestor date ne ajută să știm pentru ce activități se pot folosi remorcherele, ce
dotări și ce caracteristici constructive și funționale au.
– 12 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
CAPITOLUL 2
DETERMINAREA REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE ȘI A PUTERII DE PROPULSIE
2.1. COMPONENTELE REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE
Proiecția rezultantei forțelor hidro-aerodinamice care acționează asupra navei , pe direcția
vitezei de deplasare și se opun mișcării de avans reprezintă rezistența totală de înaintare a navei(R T).
Fortele hidro-aerodinamice apar datorită presiunilor și tensiunilor tangențiale care acționează
pe suprafețele imerse și emerse ale corpului navei aflat în mișcare și sunt influențate de o serie de
factori: regimul de navigație, formele navei, valoarea vitezei navei, direcția curgerii față de planul
diametral , prezența vânturilor, valurilor sau a curenților marini.etc..
Regimul de navigație se definește pe baza numărului Froude (F n∆) , calculat cu volumul real
al carenei navei (∆).
Numărul Froude este subunitar , deci nava se află în regim de deplasament (greutatea navei
este echilibrată de forța de împingere).
Rezistența totală (hidro-aerodinamică) la înaintare are următoarele componente:
R T =RW+RV+RAPP+RA+RAW
unde: RW – rezistența de val ;
Rv – rezistența de vâscozitate ;
RAPP – rezistența apendicilor;
RA – rezistența aerodinamică a părții imerse;
RAW – rezistența adițională pe valuri.
În ipoteza carenei nude a navei, este prezentată schema generală a descompunerii
componentelor hidrodinamice de rezistență la înaintare (Fig. 8.1).
Pe nivelul I este ilustrată descompunerea componentelor în ipoteza Froude, și anume
rezistența la înaintare este suma dintre rezistența de frecare a plăcii plane echivalente R Fo și
rezistența reziduă R R: R=R F0 + RR
Toate componentele care depind de nr. Froude sunt înglobate în rezistența reziduă, inclusiv
componenta de formă a rezistenței de frecare care depinde de nr.Reynolds. Rezistența de frecare a
plăcii plane echivalente depinde de nr. Reynolds.
Dacă se adaugă efectul de formă al rezistenței de frecare la rezistența de frecare a plăcii
plane echivalente se obține rezistența de frecare a carenei navei R F, care depinde de vâscozitatea
fluidului.
Tensiunile tangențiale de frecare iau naștere prin adeziunea particolelor de fluid pe suprafața
carenei.
Pe nivelul II rezistența la înaintare este alcătuită din rezistența de presiune și rezistența de
frecare a carenei , care înglobează și efectul de formă.
Rezistența de presiune se datorează modificării distribuției câmpului de presiune , de-a
lungul corpului navei , datorită existenței stratului limită și a fenomenului de desprindere a acestuia
– 13 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
, fenomen însoțit de apariția unor sisteme de vârtejuri puternice.
Suma dintre rezistența de frecare a carenei și partea vâscoasă a rezistenței de presiune Rpv ,
formează rezistența de vâscozitate Rv, iar ceea ce rămâne din rezistența de presiune se numește
rezistență de val Rw.
Pe nivelul III al diagramei din Fig 8.1. , în ipoteza lui Hughes , rezistența la înaintare este
suma dintre rezistența de val (propriu) Rw și rezistența de vâscozitate Rv.
R =RW+RV=RW+RPV+RF
Rezistența valurilor generate la deplasarea carenei R WM și rezistența de spargere a valurilor
RWB formează rezistența de val R W.
2.1. METODA HOLTROP-MENNEN
În faza inițial ă de proiectare a unei nave, determinarea rezistenței la înaintare ocupă un loc
important prin necesitatea unei estimări cât mai exacte a acesteia, știut fiind faptul că rezistența la
înaintare condiționează puterea instalației de propulsie, caracteristicile propulsorului și ale liniei de
arbori, și prin acestea, estimarea corectă a maselor de la bordul navei și asigurarea performanțelor
nautice.
Pentru determinarea rezistenței la înaintare a unei nave exist ă mai multe căi, plecând de la
determinări pe nave în mărime naturală până la formule aproximative menite să ofere doar o idee
asupra ordinului de mărime.
Prelucrarea rezultatelor acestor încercări s-a bazat pe ipoteza lui W. Froude de împărțire a
rezistenței totale la înaintare a carenei nude în două compartimente:
Componenta de frecare, R F
Componenta reziduală, R R
Considerând că rezistența de frecare se poate calcula după una din relațiile cunoscute (I.T.T.C.
– 57, Schoenherr, Froude, etc.) din rezistența totală s-a determinat rezistența reziduă, utilizând
relația: Rr = RR -RF
Din diagrame se va scoate numai coeficientul componentei reziduale, coeficientul
componentei de frecare urmând a fi calculat cu aceleași relații utilizate la prelucrarea rezultatelor
încercărilor pe modele.
Diagramele indică variația coeficientului rezistenței reziduale în funcție de viteza relativă și
de parametrii adimensionali ai carenei.
Coeficientul rezistenței rezidue este o mărime adimensional ă exprimată sub diverse forme.
Pentru calculul rezistenței rezidue utilizăm expresia corespunzătoare prin care a fost
determinat coeficientul respectiv.
– 14 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
Metoda Holtrop-Mennen este o metodă de natură statistică și are următorul domeniu de
aplicare pentru remorchere:
Domeniu Fn ≤ 0,38 Fn =0,42
de0,55 ≤ CP ≤ 0,65Cp = 0,58
aplicare al3,9 ≤ LWL /B ≤ 6,3LWL /B =2,54
metodei2,1 ≤ B/T ≤ 3 B/T =2,85
Deoarece la încercarea modelelor în bazin în vederea stabilirii diagramelor de calcul suprafața
carenei s-a considerat hidrodinamic netedă, iar carena a fost fără apendici și fără suprastructuri,
pentru estimarea rezistenței la înaintare a unei nave este necesar să se introducă o serie de corecții,
rezistența totală a unei nave pentru condiții de probe se va calcula cu relația:
RT=RF(1+K1)+RAPP+RW+RB+RA;
în care:
RF – rezistența de frecare;
RAPP – rezistența apendicilor;
RW – rezistența de val;
RB – rezistența presiunii adiționale datorate bulbului prova;
RA – rezistența aerodinamică a părții imerse;
(1+k1) – factorul de formă al carenei fără apendici;
2.2.1.Rezistența de frecare (R F):
RF=CF · 1/2 ·ρv² · s = 21,72 [kN] ;
CF – coeficientul rezistenței de frecare a plăcii echivalente;
densitatea apei = 1,025 [kg/m3]
S – suprafața udată a corpului navei fără apendici ;
v – viteza navei [m/s];
2.2.2.Factorul de formă al carenei fără apendici (1+k):
1+k=0,93 + 0,487118 · C₁₄ · (B/LWL) · (T/LWL) · (LWL/LR) · (LWL/∆) · (1-CP) ;
LR – distanța de la perpendiculara pupa la zona din care începe partea cilindrică a navei;
CP – coeficientul prismatic;
(1+k1) = 1,421
– 15 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
2.2.3.Rezistența apendicilor (R APP):
RAPP=CF · φv²/2 · SAPP(1+k2)eq = 0,485 [kn] ;
(1+k2)eq – reprezintă factorul de formă echivalent pentru un apendici;
SAPP – suprafața udată a corpului navei cu apendici:
– densitatea apei; = 1,025 [kg/m3]
CF – coeficientul rezistenței de frecare a plăcii echivalente;
v- viteza navei în m/s
2.2.4. Rezistența adițională de corelare între model și navă (R A):
Rezistența adițională de corelare între model și navă reprezintă efectul rugozității corpului și al
rezistenței aerodinamice a părții emerse a corpului navei la o viteză nulă a vântului.
Determinarea rezistenței se realizează în funcție de suprafața udată totală a corpului navei ,
astfel:
RA=CA·φv²/2 (s+SAPP)=8,49 ;
CA- coeficientul rezistenței de corelare
densitatea apei; = 1,025 [kg/m3]
SAPP – suprafata udata a corpului navei cu apendici:
v- viteza navei în m/s
Componentele RT Simbol Valoarea obținută [Kn]
Rezistența de frecare Rf 39 ,096
Rezistența apendicilor Rapp 0 ,873
Rezistența de val propriu Rw 237 ,618
Rezistența colerala model-nava Ra 15 ,282
Factorul de formă al carenei fără
apendici (1+k) 2 ,557
Rezistența totală RT 305
– 16 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
Determinarea rezistenței la înaintare utilizând programul Holtrop-Mennen
Date de intrare:
HULL CHARACTERISTICS:
NAME : TUG22
TYPE : HARBOUR TUG TYPE 22
ENI-NUMBER : 06503840
CALL SIGN : OT2526
PORT OF REGISTRY : ANTWERPEN
DISPLACEMENT : 584 t
LENGHT : 29,50m
BREADHT: 11,00m
DRAUGHT : Summer 5,13m
SPEED : 12,5 knots
BUILT : 2002
MAIN ENGINE : 2xABC 8(M)DZC-1000-183 diesel engines-each 1,945kW/2,610hp at
1.000 rpm ;
Builder: Anglo Belgian Corporation N.V .
Wiedauwkaai 43
9000 Gent
Belgium
PROPELLING SYSTEM : 2xVoith-Schneider type 28 G II 210 – cycloidal propellers
BOLLARD PULL : 55 t
LATEST DATA ADJUSTMENT : 01.June.2017
Date de ieșire:
v[kn]v[m/s]FnRn(*10^-9)CFCPVCWCA
105,140,2990 ,2350,002010,000830,000870,0007
115,660,3290 ,2590,001980,000820,001520,0007
126,170,3590 ,2820,001950,000810,002510,0007
136,690,3890 ,300,001930,00080,004770,0007
147,20,4180 ,3290,001910,000790,009340,0007
157,720,4480 ,3520,001890,000790,016710,0007
168,230,4780 ,2760,001880,000780,026050,0007
– 17 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
v[kn]v[m/s]RF[kN]RPV[kN]RAPP[kN]RW[kN]RB[kN]RTR[kN]RA[kN]
105,1422,235,1205,35010,34,33
115,6626,536,11011,29011,55,24
126,1731,197,18022,27012,546,24
136,6936,198,34049,63013,387,32
147,241,569,570112,78013,968,49
157,7247,2510,880231,53014,249,74
168,2353,2912,270410,73014,1711,09
v[kn]v[m/s]RT[kN]Thrust[kN]PE[kW]wtETAHETAR
105,1467,4142,07192,650,1050,110,9950,977
115,6688,0054,92276,640,1050,110,9940,977
126,17118,0073,65404,730,1050,110,9940,977
136,69177,80110,97660,60,1050,110,9940,977
147,2302,18188,611209,140,1040,110,9940,977
157,72526,77328,782258,320,1040,110,9940,977
168,23860,16536,863933,370,1040,110,9940,977
TERMS USED
GENERAL:
Fn = Froude number
Rn = Reynolds number
COEFFICIENTS:
CF = friction resistance coefficient
CPV = viscous pressure resistance coefficient
CW = wave resistance coefficient
CA = model-ship correlation resistance coefficient
RESISTANCES:
RF = friction resistance
RPV = viscous pressure resistance
RAPP = appendages resistance
RW = wave resistance
RB = additional fore bulb's resistance
– 18 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
RTR = additional wetted transom's resistance
RA = model-ship correlation resistance
RT = total ship resistance
PROPULSION:
PE = effective power
w = wake fraction
t = thrust deduction fraction
ETAH = hull efficiency
ETAR = relative rotative efficiency
2.3.Diagrama 1. Puterea efectivă.
– 19 –
Capitolul 2 Determinarea rezistenței la înaintare și a puterii de propulsie
Diagrama 2. Rezistența la înaintarea totală a navei.
2.5. CONCLUZII
Acest capitol prezintă definirea rezistenței totale de înaintare a navei ce reprezintă proiecția
rezultantei forțelor hidro-aerodinamice care acționează asupra navei.
Se enumeră componentele rezistenței totale la înaintare.
Deasemenea este prezentată schema generală a descompunerii componentelor hidrodinamice
de rezistență la înaintare, în ipoteza carenei nude a navei. Se prezintă determinarea rezistenței la
înaintare utilizând programul HOLTROP-MENNEN.
– 20 –
Capitolul 3 Estimarea necesarului de putere pentru motor principal
CAPITOLUL 3
ESTIMAREA NECESARULUI DE PUTERE PENTRU MOTOR PRINCIPAL
3.1. MOTORUL PRINCIPAL AL UNEI NAVE TREBUIE S Ă ÎNDEPLINEASCĂ O
SERIE DE CERINȚE
În primul rand, motorul trebuie sa realizeze un consum de combustibil cât mai scăzut, fapt
ce necesită optimizarea întregului sistem de propulsie.
Deasemenea, motorul trebuie sa facă față la variațiile puterii consumate de elice, datorate
stării mării, situațiilor diferite de încărcare, sau funcționării în regim tranzitoriu (manevre în port,
etc.).
Un motor este proiectat pentru a furniza “puterea maximă continua”, notată cu MCR
(Maximum Continuos Rating). În timpul funcționării normale, încărcarea motorului nu trebuie să
depăsească 80%-90% MCR, valoare numită “putere de serviciu”, notată cu SR (Service Rating).
Pentru perioade scurte, de o ora până la 12 ore, motorul poate funcționa în regim de suprasarcină
(OR-Overload rating), depăsind puterea maximă continuă cu până la 10%.
3.1.1. Motoarele cu abur sunt primele tipuri de motoare navale de propulsie, inventate încă
din anul 1765. Sunt motoare lente și silențioase, care nu produc vibrații. La funcționarea în supra-
sarcină cuplul crește și turația scade, chiar până la oprirea motorului. Motoarele cu abur au gabarit
mare, masă mare și randament relativ scăzut.
3.1.2. Turbina cu abur a fost utilizată pentru prima oară la propulsia navelor în secolul al
19-lea. Prezintă avantajul că dezvoltă cuplu mare la turație relativ mică. Turbina nu poate funcționa
și la marș înainte și revers, fiind necesară o turbină specială pentru marș înapoi.
Este necesară utilizarea reductoarelor pentru a ajunge la turațiile specifice elicelor. S-au
utilizat în trecut la navele mari de pasageri, la tancurile de mari dimensiuni și la navele rapide de
razboi.
3.1.3. Turbina cu gaze are avantajul producerii puterilor mari, respectandu-se restricțiile
dictate de necesitatea protecției mediului. Printr-o ardere curată se caracterizează combustibilul
folosit. Turbina cu gaze poate fi utilizată în combinații cu propulsia electrică, sau cu motoare,
turbina cu gaze este folosită în prezent la propulsia navelor rapide de tip feribot, a navelor de
croazieră și a navelor militare mari (port-avioane, distrugătoare, fregate).
3.1.4. Motorul electric nu poate fi considerat încă un motor principal de propulsie navală,
din cauza problemelor legate de stocare a unor cantități mari de energie electrică. Numai în
combinație cu motoare Diesel, sau cu turbine, conectate la generatoare pentru producerea curentului
electric la bordul navei se poate utiliza motorul electric ca motor de propulsie.
– 21 –
Capitolul 3 Estimarea necesarului de putere pentru motor principal
3.2. MOTORUL DIESEL
Propulsia cu motoare Diesel pastrează supremația în domeniul naval. Motorul cu ardere
internă a fost patentat de către Rudolf Diesel, în anul 1893. Astăzi, motoarele Diesel realizează
puteri maxime pe cilindru de circa 4000 KW, cu un consum de combustibil de aproximativ 165
[g/Kwh] și un randament de până la 50%.
Pentru proiectantul propulsorului este important să cunoască diagrama care prezintă curbele
limită ale motorului, din fig. (3.1). Astfel, curba A reprezintă limita inferioară a turației arborelui,
sub care motorul nu poate funcționa fără riscul de a se opri. Curba B corespunde turației nominale
care nu trebuie depașită decât pentru foarte scurt timp, în condiții de suprasarcină. În caz contrar, se
produc solicitări dinamice severe, care duc la uzura rapidă a lagărelor. La consum maxim de
combustibil pe ciclu, curba C este puterea corespunzătoare cuplului constant. Curba P este o
parabolă de gradul 3 ce reprezintă puterea absorbită de elice în funcție de turația axului. Nu trebuie
depășite limitele curbei C din motive de siguranță.
fig. (3.1)
Motoarele Diesel mari și lente transmit puterea direct la arborele portelice.
Pentru motoarele semirapide și rapide este necesar un reductor de turație, pentru asigurarea
turației necesare a elicei. La motoarele Diesel este necesară, de obicei, o singură treaptă de reducție,
iar randamentul reductorului este cuprins între 0,985…0,99. Reductoarele au prize de putere pe ax,
folosind o parte din puterea furnizat ă de motorul principal pentru pompe și generatoare pe ax.
3.3. MODALITĂȚI DE TRANSMITERE A PUTERII LA PROPULSOR
Există un mare număr de posibilitați și variante pentru aranjamentul motorului, reductorului,
elicelor, generatoarelor pe ax și pompelor. (fig.3.2)
– 22 –
Capitolul 3 Estimarea necesarului de putere pentru motor principal
(fig.3.2)
3.3.1.Montajul motorului Diesel lent , sau al motoarelor electrice, este prezentat în
fig. (3.3). Cuplajele cu axul sunt, de obicei, fixe, dar există și cazuri în care poate fi
avantajoasă folosi-rea cuplajelor demontabile (la sisteme de două, sau trei elice,
acționate de un singur motor).
Fig.(3.3)
3.3.2. Montajul cu reductor este utilizat la cuplarea motoarelor semirapide și rapide, pentru
a obține o turație redusă la elice, când aceasta este necesară pentru a avea un randament maxim al
propulsorului (fig. 3. 4).
(fig. 3. 4).
– 23 –
Capitolul 3 Estimarea necesarului de putere pentru motor principal
Cuplarea a două motoare Diesel prin intermediul unui reductor este prezentată în fig (3.5).
De obicei motoarele sunt semirapide, iar cuplajele folosite trebuie sa fie demontabile (cuplaje
mecanice cu fricțiune), astfel încât motoarele să poată fi pornite separat.
Fig.(3.5)
3.3.3.Montajul cu generator pe ax (cu priza de putere) este prezentat schematic în
fig. (3.6). În locul generatoarelor auxiliare de energie electrică este mai economic să
se folosească un generator pe ax, alimentat de la motorul principal prin intermediul
reductorului, sau printr-o priză de putere separată. Se recomandă ca propulsia sa fie
asigurată de elice cu pas reglabil. Randamentul generatorului pe ax este situat între
0,90…0,95.
fig.(3.6)
3.3.4.Montajul a două motoare cu dublă terminație este prezentat în fig. (3.7) și
este specific navelor feribot cu extremități simetrice. Puterea poate fi distribuită între
elice, sau poate fi absorbită complet de elicea pupa (situație în care elicea prova se
retrage în corpul navei pentru a nu conduce la creșterea rezistenței la înaintare).
– 24 –
Capitolul 3 Estimarea necesarului de putere pentru motor principal
fig.(3.7)
3.3.5.Cuplarea motorului Diesel cu o turbină cu gaz este prezentată în fig. (3.8) și
este folosită mai ales la navele militare. Motoarele Diesel sunt folosite în regimul de
croazieră, iar turbina, singură sau în combinație cu motorul Diesel, se utilizează la
viteză maximă în cursul operațiunilor militare.
Fig.(3.8)
3.4. CARACTERISTICILE MOTOARELOR
Curbele care arată variația puterii și a consumului de combustibil la variația condițiilor de
funcționare ale motorului se numesc caracteristicile motorului. Cel mai mare interes și cea mai mare
importanță practică o au caracteristica exterioară a motorului, caracteristica de elice, caracteristica
de sarcină. Pentru motoarele cu autoaprindere, caracteristica exterioară reprezintă variația puterii și
a consumului de combustibil introdus în cilindru la fiecare cursă activă. în realitate, debitul pompei
de injecție, în cazul poziției neschimbate a cremalierei pompei, nu poate rămâne constant la diferite
turații, deoarece, o dată cu modificarea turației, se schimbă și coeficientul de debit al pompei de
injecție. Totuși, experiența arată că coeficientul de debit al pompei de injecție variază în limite
foarte mici și din această cauză, în mod practic, se poate considera că debitul pompei de injecție
– 25 –
Capitolul 3 Estimarea necesarului de putere pentru motor principal
este constant pentru orice turație. Deoarece caracteristica exterioară se referă la funcționarea
motorului cu debitul de combustibil maxim posibil, ea indică valorile puterilor maxime care pot fi
obținute la diverse turații.
3.5. PREGATIREA MOTORULUI PENTRU PORNIRE
Operațiile necesare pentru pregătirea motorului în vederea pornirii variază de la un tip la
altul de motor; în fiecare caz trebuie avut în vedere indicațiile cărții tehnice a acestuia. Pregătirea
motorului pentru pornire necesită executarea unor operații în raport cu momentul în care ele se
execută: la sfârșitul unei perioade de reparații, după o staționare îndelung ată sau după o scurtă
staționare, între momentul sosirii și plecării din port.
Pregătirea pentru pornire a după reparații a motorului principal presupune luarea
următoarelor măsuri: verificarea ansamblării corecte a tuturor pieselor fixe și mobile; verificarea
stării de curățenie a carterului; închiderea corectă a tuturor capacelor la carter, verificarea
circuitului de ungere de înaltă presiune la cilindri; verificarea întregii instalații, a nivelului uleiului
în tancul de ulei pentru cilindri; verificarea cantității și calității uleiului în tancurile din dublul fund;
punerea în funcțiune a pompelor de ulei, amorsarea instalației de ungere la linia cuzineților de pat și
bielă; se verifică etanșeitatea instalației de ungere și căderea de presiune în bateria de filtre; se
asigură încălzirea uleiului prin încălzitor sau de la motor; gresarea, deblocarea și acționarea
manuală a diferitelor îmbinări, articulații, supape de lansare, etc.; se asigură umplerea circuitului de
răcire în circuit închis cu apă dulce asigurând evacuarea aerului la partea cea mai de sus a
instalației; se verifică etanșeitatea sistemului de răcire, și corecta funcționare a tuturor armăturilor;
punerea în funcțiune a pompelor de răcire și asigurarea aducerii motorului la un regim termic
apropiat regimului de pornire, fie folosind apa de răcire din circuitul motoarelor auxiliare fie aburi
de la căldare; în timpul încălzirii motorului și agenților de lucru este necesară virarea (rotirea)
arborelui motor pentru a uniformiza temperatura pieselor fixe și mobile, asigurându-se în același
timp ungerea cilindrilor cu ajutorul pompelor special destinate acestui scop ( pompele de ungere);
rotirea arborelui cotit cu ajutorul virorului antrenat de motorul electric; umplerea tancurilor de
serviciu cu combustibil separat și eliminarea impurităților decantate; amorsarea instalației de
alimentare cu combustibil prin injectoare; umplerea cu aer a buteliilor de lansare până la realizarea
presiunilor necesare lansării ( circa 30 daN/cm ) și purjarea acestora pentru eliminarea
acumulatorilor de apă; decuplarea mecanismului de virare a arborelui cotit și efectuarea unei
lansări de probă pe aer având robineții de purjă a fiecărui cilindru în poziția deschis.
3.6. PORNIREA MOTORULUI
Pentru motoarele navale principale ce funcționează cu combustibil greu, în cadrul operațiunilor
pregătitoare se vor include și operațiunile de pregătire a combustibilului greu ca încălzirea,
separarea etc. După primirea comenzii prin telegraful din compartimentul mașini, motorul se
lansează în sensul și la regimul de turație cerut de comanda navei, cu ajutorul aerului comprimat
după care se trece motorul pe combustibil. La schimbarea sensului de marș, se reduce treptat
cantitatea de combustibil injectat în motor prin aducerea manetei de combustibil injectat în motor în
poziția zero. Numai după oprirea rotației arborelui motor, se va face schimbarea sensului de rotație
prin acționarea pneumatică sau hidraulică a sistemului de inversare a marșuluI .
– 26 –
Capitolul 3 Estimarea necesarului de putere pentru motor principal
3.7. DESERVIREA MOTORULUI IN TIMPUL FUNCTIONARII :
Pe timpul funcționării motorului se efectuează un control permanent asupra principalilor
parametrii de lucru ai motorului cum sunt: temperaturile și presiunile uleiului pe circuitele de
ungere sau răcire; temperaturile și presiunile apei de răcire a cilindrilor, pistoanelor etc;
temperatura gazelor de evacuare pe fiecare cilindru, pe colector, înainte și după turbosuflante;
temperatura și presiunea aerului de baleiaj etc. Periodic este necesară ridicarea diagramelor indicate,
desfășurate, pentru a constata caracteristicile proceselor de lucru din motor ca: valorile presiunii de
compresie, presiunii maxime de ardere, presiunii medii indicate, puterea indicată etc.
3.8. OPRIREA MOTORULUI
Motoarele navale pot fi oprite la comandă (în mod normal) sau accidental atunci când
oprirea este impusă de apariția unei defecțiuni sau producerea unei avarii. Oprirea motorului se face
prin reducerea treptată a cantității de combustibil injectat, evitându-se răcirea bruscă a motorului și
apariția tensiunilor interne. După aducerea manetei de combustibil pe poziție zero și oprirea
motorului, se cuplează yirorul, cu care se rotește la intervale de 5 – 15 min axul motor, menținând
totodată 2-4 ore ungerea la o valoare scăzută a presiunii, până la aducerea temperaturilor
principalelor elemente componente ale motorului, la valori apropiate de temperatura mediului
ambiant.
3.9. CONCLUZII
În acest capitol sunt enumerate și descrise tipuri de motoare navale de propulsie. De asemenea
se descriu modalitațile de transmitere a puterii la propulsor.
Se vorbește în acest capitol de diferite montaje ale motoarelor cât și despre pregătirea
motorului pentru pornire, deservirea motorului în timpul funcționării și oprirea motorului.
– 27 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
CAPITOLUL 4
ELEMENTE DE CALCUL INGINERESC SPECIFICE NAVELOR REMORCHER
4.1. CONSIDERAȚII GENERALE
În faza de proiectare a remorcherului meu TUG 22, determinarea rezistenței la înaintare
ocupă un loc important prin necesitatea unei estimări cât mai exacte a acesteia, fiind știut faptul că
rezistența la înaintare condiționează puterea instalației de propulsie, caracteristicile propulsorului și
ale liniei de arbori și prin acestea, estimarea corectă a maselor de la bordul navei și asigurarea
calităților nautice.
Una dintre problemele de bază ale proiectării,construcției și exploatării navei se referă la
asigurarea calității lor de marș.
Calitățiile de marș sunt acele însușiri, care conferă navei posibilitatea de a se deplasa cu
viteze căt mai mari la consumuri de putere cât mai mici.
Calitățiile de marș ale navei,depind în mare măsură de forțele hidro și aerodinamice, care
acționează asupra corpului și care se opun deplasării sale.
Rezistența totală la înaintare,R T,este dată de componenta longitudinală a rezultantei forțelor
hidro și aerodinamice exercitate asupra corpului navei,la deplasarea acestuia cu o anumită viteză.
Obținerea unor calități de marș superioare presupune, în mod deosebit, proiectarea formelor
hidrodinamice ale carenei astfel încât, în condițiile de exploatare impuse, să rezulte o rezistență la
înaintare minimă.
Rezistența la înaintare a navei este influențată de o serie de factori, dintre care cei mai
importanți sunt:
1. regimul de curgere al apei în jurul carenei(laminar sau turbulent),care este determinat de viteza
navei și starea suprafeței udate(rugozitate,grad de coroziune,depunerile de alge și viețuitoare
marine);
2. adâncimea la care are loc mișcarea(poziția de navigație:la suprafață, la mică sau la mare
imersiune);
3. viteza de deplasare a navei,care influențează asupra pescajului mediu și asietei;
4. caracteristicile șenalului navigabil utilizat(adâncime, lățime,etc.);
5. situația de încărcare a navei, cu implicațiile pe care aceasta le are
6. asupra pescajului , asietei și poziției transversale;
7. factorii fizico-climatici ai zonei de naviga ție (caracteristicile apei , v ânturilor , valurilor , etc. ).
Având în vedere cele menționate mai înainte,se poate spune că, rezistența la înaintare a navei
mele remorcher TUG 22 este formată din mai multe componente, determinate de cauze diverse și
care interacționează între ele într-un mod complicat.
– 28 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
4.2.COMPONENTELE REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE PRINCIPALE
Rezistența la înaintare principală are două componente:
4.2.1. Rezistența de frecare
Rezistența de frecare a remorcherului meu TUG 22 a, RF , reprezintă o fracțiune din
rezistența la înaintare principală și este definită de componenta longitudinală a rezultantei forțelor
de frecare exercitate de apă pe suprafața udată a carenei nude.
Rezistența de frecare este dată de relația:
RF=CF∙(∙v2/2)∙S [KN],
unde:
este densitatea apei în t/m3, v viteza navei în m/s,
S aria suprafeței udate a carenei nude în m2,iar
CF este coeficientul rezistenței de frecare.
4.2.2. Rezistența de presiune
Rezistența de presiune sau reziduă, R P , reprezintă o fracțiune din rezistența de înaintare
principală și este definită de componenta longitudinală a rezultantei forțelor hidrodinamice ale
presiunii suplimentare exercitate de apă pe suprafața udată a carenei nude.
Rezistența de presiune este dată de relația:
R p=Cp∙(ρ∙v2/2)∙S [KN],
unde:
Cp este coeficientul rezistenței de presiune.
Distribuția presiunii dinamice suplimentare p, pe suprafața udată a carenei nude, are două
consecințe:
formarea valurilor la mișcarea corpului prin apă;
formarea dârei de vârtejuri de la pupa, ca urmare a desprinderilor stratului limită de
suprafața udată a carenei.
În aceste condiții, se poate spune că, rezistența de presiune are și ea două componente :
rezistența de val, definită de relația:
R W=CW∙( ∙v2/2)∙S [KN];
rezistența de presiune datorată vâscozității(turbionară sau de formă):
RPV=CPV∙( ∙v2/2)∙S [KN],
CW și CPV , din relațiile de mai înainte, reprezintă coeficientul rezistenței de val, respectiv
rezistența de presiune datorată vâscozității.
Definiție. Rezistența de val, R W , reprezintă o fracțiune a rezistenței de presiune și este
datorată de forța, care se opune mișcării datorită formării valurilor de către navă.
– 29 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
Rezistența de presiune datorată vâscozității, R PV ,reprezintă o fracțiune a rezistenței de
presiune și este definită de forța ,care se opune mișcării datorită vârtejurilor create de către
navă.
Desprinderea stratului limită de suprafața udată a carenei și formarea vârtejurilor este
determinată de modificarea distribuției presiunii hidrodinamice sub influența vâscozității
lichidului.Din acest motiv, rezistența la înaintare turbionară este cunoscută și sub denumirea
de rezistență de presiune datorită vâscozității.
Pe baza celor de mai sus, se poate scrie relațiile:
R V=RF+RPV ;
R P=RW+RPV,
unde RV este rezistenta totală de vâscozitate.
RPV se consideră ca fiind în componența lui R P dar vâscozitatea este implicată aici numai ca
un fenomen, care determină modificarea distribuției presiunii. Partea de frecare propriu-zisă este
inclusă în RF.
Având în vedere acestea, se poate scrie:
R=R F+RP=RF+RW+RPV=CR∙( ∙v2/2)∙S [KN],
în care:
C R=CF+CP=CF+CW+CPV,
și este coeficientul rezistenței la înaintare principale.
Calculul rezistenței la înaintare principale, presupune cunoașterea valorii coeficientului C R.
4.2.3. Calculul ariei suprafeței udate a carenei
Din prezentarea componentelor rezistenței la înaintare principale: rezistența de frecare și cea
de presiune, rezultă că valorile acestora depind de aria S, a suprafeței udate. Se impune deci,
determinarea prealabilă a ariei S.
Pentru navele cu forme fine și Lcwl/Bx mare,se recomandă formula lui Muraghin:
S= Lcwl∙d∙( 1.36+1.13∙CB∙ Bx/d) [m2],
în care: Lcwl, Bx,d, sunt dimensiunile principale ale navei în m, iar CB coeficientul de
finețe bloc al carenei.
Pentru navele maritime, cu forme pline, se recomandă formula lui Semeka:
S= Lcwl∙[2 d +1.37∙(CB-0.274)∙Bx] [m2].
Pentru navele fluviale,fară propulsie proprie, se recomandă relația lui Karpov:
S=(0,074∙ L CWL+5,1-0,4∙CB)∙ [m2]
în care V este volumul carenei în m3.
Pentru navele cu sau fară propulsie proprie, avînd fundul plat, se recomandă formula:
– 30 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
S=L CWL∙(C1∙d+C2∙Bx) [m2],
în care: C1=2, pentru navele cu forme pline; C 1=l,8, pentru navele cu forme fine; C 1=l,5,
pentru remorchere cu o elice, iar C 2=0.5∙CW∙C1 , unde: Cw este coeficientul de finețe al suprafeței
plutirii de plină încărcare.
4.3 DETERMINAREA REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE PRINCIPALE PRIN
METODA HARV ALD
Calculul rezistenței la înaintare principale prin metoda Harvald
1.Viteza navei:
v’=l1 [Nd]
2. Viteza navei:
v=0.514∙v'
v=5.65 [m/s]
3. Numărul lui Reynolds:
Re=v∙L WL/v ,
unde : v este viteza navei în m/s,L WL =33.40 reprezintă lungimea navei la linia de plutire în
m, iar v=l 1.93∙10-7 și reprezintă vâscozitatea cinematică în apă de mare la temperatura de 15 °C în
m2/s.
Valorile vâscozității cinematice în funcție de temperatură, la presiunea atmosferic ă normală,
pentru apa de mare se obțin din urmatoarul tabel :
Tabel 1
Temp. toC
68101214161820
Vascozita-
tea
Cinemati-că
V m2/s15,2∙
10-714,36
∙10-713,58∙1
0-712,87
∙10-712,24∙10711,63∙10-711,08∙10-710,9∙10-7
Prin interpolare obținem :
Re=l .583∙ 108
– 31 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
4.4. CALCULUL COEFICIENTULUI REZISTENȚEI DE ÎNAINTARE
Coeficientul rezistenței de frecare, C F , se calculează cu formula:
în care: kc este coeficient de corecție care se determină din tabele în funcție de raportul
LWL/BWL, CAR este coeficientul adițional de rugozitate.
4.4.1. Calculul coeficientul rezistenței de frecare a plăcii netede echivalente , CFO:
Coeficientul rezistenței de frecare a plăcii netede echivalente, rezultă din formula lui
Schoenherr:
0.242/ =lg∙(C FO∙Re).
Valorile obținute cu formula de mai sus, sunt prezentate în următorul tabel:
Tabel 2
Re CFO
1.0∙1082.072∙10-3
1.1∙1082.045∙10-3
1.2∙1082.020∙10-3
1.3∙1081.998∙10-3
1.4∙1081.978∙10-3
1.5∙1081.959∙10-3
1.6∙1081.942∙10-3
1.7∙1081.926∙10-3
1.8∙1081.911∙10-3
1.9∙1081.897∙10-3
2.0∙1081.884∙10-3
Prin interpolare obținem:
C FO=1.946∙10-3
– 32 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
4.4.2. Calculul coeficientului de corecție al rezistenței de frecare
Valoarea coeficientului de corecție al rezistenței de frecare pentru curbura suprafeței udate k c
se obține folosind tabelul:
Tabel 3
LWL/
BWL68101212
1.041.031.021.012
LWL=33.40 [m]
BWL=5 [m],=6,68 [m]
în care LWL și BWL reprezintă lungimea,respectiv lățimea navei la linia de plutire,iar valoarea
acestora rezultă din datele inițiale ale navei.
kC=1.04,
unde kC reprezintă coeficientul de corecție al rezistenței de frecare pentru curbura suprafeței
udate.
4.4.3. Calculul coeficientului adițional de rugozitate , C AR
Valoarea coeficientului adițional de rugozitate care în funcție de lungimea navei la plutirea Lwl
se obține din folosirea tabelului :
Tabel 4
Lungimea navei la plutire L WL [m] CAR
50 0,4·10⁻³
100 0,2·10⁻³
150 -0,1·10⁻³
200 -0,3·10⁻³
în care LWL și BWL reprezintă lungimea,respectiv lățimea navei la linia de plutire, iar valoarea
acestora rezultă din datele inițiale ale navei.
kC=1.04,
unde kC reprezintă coeficientului de corecție al rezistenței de frecare pentru curbura
suprafeței udate.
4.5. DETERMINAREA COEFICIENTULUI REZISTENȚEI LA PRESIUNE
4.5.1. Numărul Froude:
Fr= v/)
– 33 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
unde:v reprezinta viteza navei in m/s,g=9,81 si reprezint ă accelerația gravitațională în m/s,
iar lungimea navei la linia de plutire în m.
Fr=0,31
4.5.2. Coeficientul rezistenței de presiune a navei standard:
CB=0.65
CM=0.98,
Unde, CB , CM reprezintă coeficientul bloc, respectiv coeficientul secțiunii maestre a navei.
CLP=CB/CM,
reprezintă coeficientul prismatic longitudinal.
CLP=0.70
Din diagramele lui Harvald, în funcție de numărul Fr și al coeficientul ui prismatic
longitudinal se va determina coeficientul rezistenței de presiune a navei C PSd.
Diagrama seriilor Harvald pentru raportul L WL/V1/3
4.5.3. Coeficientul rezistenței de presiune:
Se calculează raportul L WI/V1/3,unde V1/3 reprezintă volumul carenei.
LWL/V1/3=4.09
CPSd=9.5∙10-3
Coeficientul rezistenței de presiune, C p se obține prin corectarea lui
CPSd, deci:
C p=CPSd+δCPI+ δCP2+ δCP3
Corecțiile δCPi,i=l,2,3, sunt prezentate în continuare:
1.Corecția δCPI pentru raportul BWL/d.
Această corecție se calculează cu formula aproximativă:
δCP1=0.12∙( BWL/d-2.5)∙10-3,
în care: BWL, d reprezintă lățimea,respectiv pescajul navei la linia de plutire, în m.
δC PI= -1,8∙10-4
2. Corecția δCP2 pentru poziția centrului de carenă pe lungime
– 34 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
δC P2 =a(3.355 ∙Fr-0.6)∙ δ (x BWL/LWL)∙ 10-3
unde coeficientul a rezultă din următorul tabel :
Tabel 5
CLP0,70,75 0,8
a0,751,20 4,00
ΔCP2 =-1,77∙10-4
3. Corecția δCP3 pentru forma corpului
δC P3= δC’ P3+ δC’’ P3 ,
în care: δC’ P3=0 reprezintă corecția bulbului, iar δC’’ P3 corecția pentru formele secțiunii
transversale
Valoarea corecției pentru formele secțiunii transversale δC’’
Tabel 6
ExtremitateaForma U Forma V
Prova-0,1∙10-3
+0,1∙10-3
Pupa+0,1∙10-3-0,1∙10-3
δC’’ P3=0
Din cele de mai sus, rezult ă:
δC’’ P3=0
iar
CP=9,143∙10-3
4.6. COEFICIENTUL REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE PRINCIPALĂ :
C R=CF+CP
CR=0.012
– 35 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
4.7. REZISTENȚA PRINCIPALĂ LA ÎNAINTARE
R=C R∙( ρ ∙v2/2)∙S [KN],
unde ρ= l.011 și reprezintă densitatea apei de mare.
S= 1.81 ∙L WL∙T+V/T [m2],
unde: S reprezintă aria suprafeței udate a carenei, iar V volumul carenei.
CB=V/L∙BT
V=1214.46 [m3]
S=545.16 [m2].
Din relațiile de mai sus,rezultă rezistența principală la înaintare:
R=105.56 [KN].
4.8. REZISTENȚA LA ÎNAINTARE SUPLIMENTAR Ă A NAVEI
4.8.1.Considerații generale
În realitate, navele sunt prevăzute cu o serie de apendici, amplasați înafara suprafeței udate,
care abat liniile de curent de la direcția lor obișnuită, modificând spectrul hidrodinamic din jurul
corpului. Deasemenea, în multe situații reale, suprafața liberă a apei prezintă valuri, care
influențează rezistența la înaintare a navei. Partea emersă a corpului se deplasează prin aer.
Interacțiunea dintre aer și navă determină modificarea rezistenței la înaintare.
Factorii descriși mai înainte, conduc la apariția rezistenței la înaintare suplimentar ă.
Definiție. Rezistența la înaintare suplimentară, Rs, reprezintă o fracțiune din rezistența la
înaintare totală și este determinată de interacțiunea dintre apă și apendici, de acțiunea valurilor
mării, respectiv a aerului asupra corpului navei, la deplasarea acesteia cu o anumită viteză.
Pe baza definiției, se poate scrie:
RS=RAP+RVM+RAA [KN],
unde: RAP reprezintă rezistența la înaintare datorată apendicilor, R VM rezistența la înaintare
generată de valurile mării, iar R AA rezistența la înaintare datorată aerului.
Definiție. Rezistența la înaintare datorată apendicilor, R AP ,reprezintă o fracțiune din
rezistența la înaintare suplimentară și este dată după componenta longitudinală a rezultantei forțelor
hidrodinamice, care apar la interacțiunea dintre apă și apendici.
Definiție. Rezistența la înaintare generată de valurile mării, R VM ,reprezintă o fracțiune din
rezistența la înaintare suplimentară și este dată după componența longitudinală a rezultantei forțelor
hidrodinamice suplimentare, exercitate de valurile mării asupra navei.
Definiție. Rezistența la înaintare datorată aerului, R AA , reprezintă o fracțiune din rezistența
la înaintare suplimentară și este dată după componenta longitudinală a rezultantei forțelor
aerodinamice,exercitate pe suprafața emersă a corpului navei.
4.8.2. Determinarea componentelor rezistenței la înaintare suplimentară
4.8.2.1. Rezistența la înaintare datorată apendicilor
Definiție. Apendicii sunt elemente constructive situate sub planul plutirii și care ies în afara
suprafeței udate a corpului navei.
Printre apendicii mai importanți se menționează: cavaleții de susținere ai axelor port-elice;
axele port-elice; pantaloni aiaxelor portelice; cârmele; cârmele de ruliu; apărătorile cârmelor;
– 36 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
chilele de ruliu; vibratorul sondei acustice brâiele de acostare.Definiție. Rezistența la înaintare
datorată apendicilor, R AP ,reprezintă o fracțiune din rezistența la înaintare suplimentară și este dată
după componenta longitudinală a rezultantei forțelor hidrodinamice, care apar la interacțiunea
dintre apă și apendici și poate atinge uneori valori cuprinse între 15% și 25%, din rezistența l a
înaintare principală.
După rolul pe care îl au în sporirea rezistenței la înaintare, apendicii se clasifică în două
categorii și anume apendici scurți și apendici lungi.
Rezistența la înaintare totală a apendicilor se determină cu relația:
RAP=CAP∙(P∙v2/2)∙S [KN],
4.8.2.2. Rezistența la înaintare generată de valurile mării
Din experimentările efectuate pe modele și din datele statistice, culese în timpul navigației
diferitelor nave, a rezultat faptul că, în timpul marșului pe valuri, rezistența la înaintare înregistrează
o creștere apeciabilă. Această creștere este datorată rezistenței suplimentare generată de valurile
mării.
Definiție. Rezistența la înaintare generată de valurile mării, R VM , reprezintă o fracțiune din
rezistența la înaintare suplimentară și este dată după componenta longitudinală a rezultantei forțelor
hidrodinamice suplimentare, exercitate de valurile mării asupra navei.
Rezistența la înaintare generată de valurile mării se poate determina cu relația:
RVM=CVM∙(ρ∙v2/2)∙S [KN],
în care CVM reprezintă coeficientul rezistenței valurilor mării, iar valoarea lui se scoate din
tabele.
4.8.2.3. Rezistența la înaintare datorată aerului
Definiție. Rezistența la înaintare datorată aerului, R AA , reprezintă o fracțiune din rezistența
la înaintare suplimentară și este dată după componenta longitudinală a rezultantei forțelor
aerodinamice, exercitate pe suprafața emersă a corpului navei și se manifestă, atât pe timpul
navigației într-o atmosferă calmă, cât mai ales în condiții de vânt.
În ipoteza unei atmosfere calme, rezistența la înaintare datorată aerului este foarte mică. Ea
reduce viteza navelor cu aproximativ (0.2…0.3)Nd.
Rezistența la înaintare datorată aerului se calculează cu formula:
RAA=kaer ∙R [KN],
în care: R reprezintă rezistența la înaintare principală în KN,k aer coeficient al aerului, iar
valoarea acestuia se scoate din tabele.
4.9. CALCULUL REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE SUPLIMENTARE
A . Viteza navei:
v'=ll [Nd]
B. Vitezanavei:
v=0.514∙v' [m/s],
v=5.65 [m/s],
– 37 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
4.9.1. Rezistența la înaintare datorată apendicilor:
R AP=CAP∙(ρ∙v2/2)∙S [KN],
în care CAP reprezintă coeficientul rezistenței apendicilor, iar valoarea lui se ob ține folosind
tabelul:
Tabel 7
Tipul navei CAP
Nave maritime cu o elice
și apendicii corect proiectați (0,05…0,15)∙10-3
Nave maritime cu două
elice și apendicii corect proiectați (0,20…0,30)∙10-3
Nave maritime cu
apendici mari incorect proiectați (0,50…0,80)∙10-3
Nave fluviale cu o elice 0,1∙10-3
Nave fluviale cu două
elice(0,15…0,20)∙10-3
Nave catamaran (0,05…0,10)∙10-3
Prin interpolare obținem:
C AP=0,25∙ 10-3
R AP=2.201 [KN].
4.9.2. Rezistența la înaintare generată de valurile mării:
RVM=CVM∙(ρ∙v2/2)∙S [KN],
– 38 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
în care CVM reprezintă coeficientul rezistenței valurilor mării,iar valoarea lui se scoate din
următorul tabel:
Valoarea coeficientului rezistentei valurilor marii C VM se obține folosind tabelul:
Tabel 8
Gradul de agitatie al
marii,după Beaufort CVM
1….2 (0,1….0,2∙10-3
3….4 (0,3….0,4∙10-3
5….6 (0,5….0,6∙10-3
CVM=0,15∙10-3
RVM=1,321 [KN]
4.9.3. Rezistența la înaintare datorată aerului:
R AA= kaer ∙R [KN],
în care: R reprezintă rezistența la înaintare principală în KN,k aer coeficient al aerului, iar
valoarea acestuia se scoate din următorul tabel:
Valoarea coeficientului k aer se obține folosind tabelul:
Tabel 9
Tipul naveikaer
Tancuri petroliere 0,01….0,03
Nave pentru transportul
marfurilor generale0,01….0,02
Nave pentru transportul
cherestelei0,03….0,07
Nave militare 0,02….0,03
Se obține:
kaer=0,020
– 39 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
RAA= 2,11 [KN].
4.9.4. Rezistența la înaintare suplimentară:
R S=RAP+RVM+RAA [KN],
R S=5.632 [KN].
4.10. REZISTENȚA LA ÎNAINTARE TOTALĂ ȘI PUTEREA INSTALAȚIEI DE
PROPULSIE A NAVEI
4.10.1. Considerații teoretice
Definiție. Rezistența totală la înaintare, R t ,este dată de componenta longitudinală a
rezultantei forțelor hidro și aerodinamice exercitate asupra corpului navei, la deplasarea acestuia cu
o anumită viteză.
Rezistența totală la înaintare se determină cu formula:
RT=R+RS [KN],
în care: R,Rs, reprezintă rezistența la înaintare pricipală, respectiv suplimentară.
Deplasarea navei prin apă, cu o anumită viteză constantă, se realizează cu ajutorul instalației
de propulsie care, prin forța ce o dezvoltă,trebuie să învingă rezistența la înaintare totală.
Puterea instalației de propulsie reprezintă lucrul mecanic realizat de aceasta, în unitatea de
timp, a învinge rezistența la înaintare totală.
În general, instalația de propulsie a navei cuprinde patra elemente principale:
elicea sau alt tip de propulsor;
axulport-elice;
dispozitivul de inversare al sensului de rotație și reducere a turației;
mașina principală.
Fiecărui element principal îi va corespunde o anumită putere.
a)Puterea la remorcare
Este produsă de elice și are relația de definiție:
PE=RT∙v [KW]
sau:
PE=1.36∙ RT∙v [CP],
în care RT este rezistența la înaintare totală în KN, iar v viteza navei în m/s.
b)Puterea la elice
Randamentul discului elicei sau propulsiv este:
η=PE/PD,
unde: PD reprezintă puterea primită de elice, de la axul port-elice. Din relația de mai sus,
rezultă puterea la elice:
PD= Pe/ηd.
– 40 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
Ținând cont de relațiile de mai sus, se obține:
P D=RT∙v /η [KW];
P D=1.36∙ RT∙v /ηD [CP],
c)Puterea la axul port-elice
Randamentul liniei axiale este:
η=P D/PS,
unde: Ps reprezintă puterea primită de axul port-elice, de la dispozitivul de inversare al
sensului de rotație și reducere al turației. Puterea la axul port-elice va fi:
Ps= PD/ηS.
Ținând cont de relațiile de mai sus,se obține:
P S=RT∙v /ηD ∙ηS [KW];
P S=1.36∙ RT∙v /η∙ ηS [CP].
d) Puterea efectivă la flanșa mașinii principale
Randamentul dispozitivului de inversare al sensului de rotație și reducere a turației este:
ηG= PS/PB,
unde: PB reprezintă puterea primită de dispozitivul de inversare al sensului de rotație și
reducere a turației, de flanșa mașinii pricipale. Puterea efectivă la flanșa mașinii pricipale este:
PB= PS/ ηG
Ținând cont de relațiile de mai sus,se obține:
P B=RT∙v / ηD ∙ ηS ∙ ηG [KW];
P B=1.36∙ RT∙v /ηD ∙ ηS ∙ ηG [CP].
e)Puterea indicată a mașinii principale
Randamentul mecanic al mașinii principale este:
η M=PB/Pi
unde: Pi reprezintă puterea indicată a mașinii pricipale.
Puterea indicată are relația:
Pi= PB/ ηM
Ținând cont de relațiile de mai sus, se obține:
Pi=Rt∙v / ηD ∙ ηS ∙ ηM [KW],
Pi= RT∙v /ηP [KW];
Pi=1.36∙RT∙v/ ηD ∙ ηS ∙ ηG∙ ηM [CP],
Pi= 1.36∙RT∙v / ηP [CP],
– 41 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
în care: ηP denumit randament al propulsiei, este dat de relația:
ηP= ηD ∙ ηS ∙ ηG∙ ηM
unde:
ηD =0.3…0.7; ηS=0.96…0.98; ηG=0.94…0.98; ηM 0.75…0.95.
4.10.2 Calculul rezistenței la înaintare totale și a puterii de remorcare a navei
1.Viteza navei:
V=11[Nd],
2.Viteza navei:
v=0.514∙v' [m/s],
v=5.65[m/s].
3.Rezistența la înaintare totală:
RT=R+RS [KN],
RT=111.192[KN].
4.11 ALEGEREA MOTORULUI PRINCIPAL DE PROPULSIE
În urma rezultatelor obținute la calcul rezistenței la înaintare si ținând cont și de specificul
tipului de nava, respectiv, remorcher maritim , voi alege pentru echiparea navei noastre TUG 22 un
motor modern cu un consum mic de combustibil dupa cum urmeaza :
Tipul motorului ales WÄRTSILLÄ – 9L20
Motorul are următoarele caracteristici:
Diametrul pistonului: 200 mm
– 42 –
Capitolul 4 Elemente de calcul ingineresc specifice navelor remorcher
Cursa pistonului: 280 mm
Ciclul 4 timpi
Număr cilindri: 9 L
Puterea pe cilindru: 200 KW/cil (272 CP/cil)
Turația: 1000 rot/min
Presiunea medie efectivă: 28,0 bar
Viteza medie a pistonului: 9,3 m/s
Puterea: 1800 KW (2448 CP)
Consum: 193g/KWh
4.12 ALEGEREA PROPULSORULUI
Deoarece TUG 22 este de tip remorcher, ceea ce înseamnă că trebuie să satisfacă unele
condiții suplimentare referitoare la calitățile nautice, în special la manevrabilitatea acesteia, rezultă
necesitatea adoptării unui propulsor de tip E.P.R.(elice cu pas reglabil). Elicea este din seria
Wageningen B cu 4 pale, având un diametru de 2600 mm și se rotește cu turația de 257 rot/min.
– 43 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
Capitolul 5
CALCULUL LINIILOR AXIALE
Remorcherul nostru TUG22, are dimensiunile minime ale diametrelor arborilor, fără luarea
în considerație a adaosurilor pentru strunjirea lor ulterioară în perioada de exploatare, determin at cu
formulele date în prezenta diviziune. În acest caz se tensiunile suplimentare produse de vibrațiile
torsionale depășesc valorile admise. Pentru calculul de rezistență al arborilor s -a avut în vedere
faptul că aceștia sunt realizați din OL 37, material ce are următoarele proprietăți, conform STAS
500-80:
– rezistența la tracțiune: 360 … 440 MPa;
– limita de curgere: 230 MPa;
– alungirea la rupere: 25%.
– tensiunea admisibilă la solicitarea de tracțiune: 115 MPa;
– tensiunea admisibilă la solicitarea de încovoiere: 132 MPa;
– tensiunea admisibilă la solicitarea de răsucire: 75 MPa;
– tensiunea admisibilă la solicitarea de forfecare: 92 MPa;
– modulul de elasticitate transversal al materialului: 20,2238 MPa;
coeficientul lui Poisson: 0,3;greutatea specifică: 7850 kg/m3;
5.1. CALCULUL ARBORELUI INTERMEDIAR
Diametrul arborelui intermediar al remorcherului nostru, TUG 22, nu este mai mic decât cel
determinat cu formula:
489358.4889.33 AB
nPKFdin [mm]
În care :
P = 32433,406 – puterea de calcul la arborele intermediar [KW]
n = 5 – turația de calcul a arborelui intermediar [s-1]
A = 1– coeficientul ce ține seama de orificiul axial din arborele, calculat cu formula :
4
01
rddA unde :
d0 – diametrul real al orificiului axial din arbore, [mm] ;
dr – diametrul real al arborelui cu orificiul axial, [mm] ;
Dacă rdd4.00, se poate admite A = 1.
B – coeficient care ia în considerare materialul arborelui conform formulei :
160560
mRB
În care :
Rm – rezistența de rupere a materialului arborelui (N/mm2).
Nu s-au luat în considerație în calcule rezistențele de rupere de peste 800 N/mm2 pentru
arborii intermediari și de împingere și de peste 600 N/mm2 pentru arborii port elice.
F – coeficient de care s-a ținut seama și de tipul instalației principale de propulsie.
= 95 pentru instalațiile cu turbine, instalații cu motoare diesel și cuplaje cu fricțiune,
– 44 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
instalații electrice de propulsie ;
= 100 pentru toate celelalte tipuri de instalații de propulsie cu motoare diesel ;
K– coeficient care ține seama de tipul constructiv al arborelui intermediar.
= 1 pentru arborii cu flanșe de cuplare dintr-o cuplare cu arborele sau pentru arborii cu
flanșe de cuplare montate fără pană, prin presare.
5.2. GĂURI ȘI DECUPĂRI ÎN ARBORI
La remorcherul nostru TUG 22 existența în arborii intermediari a canalelor de pană,
orificiilor radiale sau decupărilor, coeficientul K s -a adoptat după cum urmează :
K = 1,10 pentru arborii cu flanșe de cuplare montate cu pană. La acești arbori, după o
lungime de minimum 0,2 din de la capătul canalului de pană au fost fie rotunjite cu o rază de cel
puțin 0,0125 din.
K = 1,10 pentru porțiunea de arbore cu gaură radială sau transversală cu lungimea egală cu
cel puțin 7 diametre ale găurii sau orificiului practicat. Diametrul găurii nu este mai mare de 0,3
din. Marginile găuri sunt fie rotunjite cu o rază de cel puțin 0,35 din diametrul găurii iar suprafața
acesteia este îngrijit rectificată. După porțiunea de arbore menționată, arborele este redus treptat
până la diametrul calculat cu K = 1,0.
K = 1,20 pentru porțiunea de arbore cu decupare longitudinală. Lungimea decupării nu este
mai mare de 1,4 din d in iar lățimea nu este mai mare de 0,2 din d in, în care din este calcula t pentru K
= 1,10. Extremitățile decupării sunt rotunjite cu o rază egală cu ½ din lățimea decupării, marginile
cu o rază de cel puțin 0,35 din lățimea decupării, iar suprafața acesteia este rectificată îngrijit. După
o lungime de minimum 0,2 din d in de la capătul decupării arborele este redus la diametrul calculat
cu K = 1,10.
Pentru orificii și decupări diferite de cele menționate mai sus, pentru arborii intermediari, cât
și pentru arborii de împingere și port elice, coeficientul K este obiectul unei examinări speciale a
registrelor de clasificație.
5.3. CALCULUL ARBORELUI DE ÎMPINGERE
La remorcherul TUG 22 d iametrul arborelui de împingere situat în afara motorului principal,
este calculat cu formula 5.1, în care coeficientul K = 1,10.
-pentru lagărele de alunecare pe o lungime egală cu diametrul arborelui de împingere de o parte și
de alta a gulerului de împingere :
– pentru lagărele de împingere cu rulmenți în limitele corpului lagărului.
La remorcherul nostru TUG 22 î n afara distanțelor menționate diametrul arborelui este
micșorat treptat până la diametrul arborelui intermediar.
489358.4889.33 AB
nPKFdim [mm], unde parametrii F , B, A și n au semnificațiile
considerate în subcapitolul 5.1.
5.4. ARBORELE PORT ELICE
Remorcherul meu TUG 22 d iametrul arborelui port elice d pe, nu este mai mic decât cel
determinat cu formula din subcapitolul 5.1
În care :
F = 100 pentru toate tipurile de instalații de propulsie ;
A = 1, ceea ce impune ca raportul dintre diametrul real al orificiului axial și diametrul real al
– 45 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
arborelui să fie de maxim 0,4 ;
K – pentru marginea prova cuprinsă între marginea prova a lagărului etambou pupa sau a
lagărului din cavalet, până la fața prova a butucului elicei ori, dacă există, până la suprafața prova a
flanșei arborelui pe care se montează elicea, dar în orice caz nu mai mică de 2,5 d pe :
K = 1,22 dacă elicea este fixată pe arborele portelice fără pană, printr-o metodă apropiată a
registrelor de clasificație, sau pe flanșa realizată dintr-o bucată cu arborele ;
K = 1,26 dacă elicea se montează cu ajutorul penelor.
Valorile de mai sus se adoptă când :
– arborele port elice este uns cu ulei și garniturile de etanșare sunt de un tip aprobat de
registrele de clasificație, sau când
– arborele este prevăzut cu bucșă de protecție continuă.
La alte tipuri constructive valoarea lui K face obiectul examinării speciale a registrelor de
clasificație.
K = 1,15 pentru porțiunea de arbore situată între marginea prova a lagărului etambou pupa (sau din
cavalet) și marginea prova a etanșării prova a arborelui. Pentru arborii port elice cu ungere cu apă
fără bucșe de protecție continuă, coeficientul K se mărește cu 2%.
Pe porțiunea de arbore situată între marginea prova a etanșării prova a tubului etambou, spre
flanșa de cuplare cu arborele intermediar, diametrul arborelui portelice poate fi redus până la
diametrul real al arborelui intermediar.
Conul arborelui port elice în cazul utilizării penei se va executa cu o conicitate de cel mult
1:12, iar în cazul presării pe con a elicei fără pană.
Piulița elicei trebuie să fie blocată față de arbore.
Terminația canalului de pană pe conul arborelui port elice la arborii cu un diametru de 100
mm și mai mult trebuie să fie în formă de lingură. Marginile superioare ale canalului pe partea bazei
mari a conului trebuie să fie rotunjite lin.
Marginile inferioare ale canalului se vor racorda cu o rază de aproximativ 0,0125 d pe dar nu
mai mică de 0,1 mm. Terminația canalului de pană se va afla față de baza mare a conului la o
distanță de cel puțin 0,2 din diametrul arborelui port elice.
Arborii port elice trebuie să fie sigur protejați împotriva contactului cu apa de mare. Spațiul
dintre tubul etambou și butucul elicei trebuie să fie protejat cu o carcasă rezistentă.
Bucșa de protecție a arborilor port elice trebuie confecționată din aliaje cu o rezistență mare
la coroziune în apă de mare.
Grosimea t, a bucșei de protecție din bronz a arborelui nu trebuie să fie mai mică decât cea
determinată cu formula : 5.703.0pedt[mm]
La TUG 22 g rosimea bucșei de protecție între lagărele de sprijin este micșorată până la 0,75 t.
Se folosesc bucșe de protecție continue pe toată lungimea arborelui. Bucșele de protecție
sunt executate din părți componente și sunt îmbinate prin sudură sau alt procedeu aprobat de
registre de clasificație. Îmbinările sudate cap la cap s unt situate în afara porțiunii de lucru a
bucșelor.
Unele bucșe de protecție discontinue partea arborelui dintre bucșele de protecție sunt
protejate contra acțiunii corozive a apei de mare printr-un procedeu aprobat de registre de
clasificație.
57014.5709.33AB
nPKFdpe [mm], unde parametrii F , B, A și n au
semnificațiile considerate în subcapitolul 5.1.
25604.245.757003.05.703.0 pedt [mm]
– 46 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
5.5. ARBORII NAVELOR CU ÎNTĂRITURI PENTRU GHEAȚĂ
La remorcherul meu TUG22 d iametrele de calcul ale arborilor navelor cu întărituri pentru
gheață trebuie sunt mărite în conformitate cu tabelul următor :
Tabelul 5.1. – Mărirea diametrului arborilor
Arborele %
G50 G40 G30 G20
1 2
Intermediare
de împingere
port elice
12 8 4 –
12 8 4 –
20 15 8 5
Diametrelor arborilor spărgătoarelor de gheață și ale navelor cu întărituri pentru gheață de
categoria G 60 fac obiectul unei examinări speciale a registrelor de clasificație.
5.6. ÎMBINAREA ARBORILOR
La remorcherul meu TUG 22, îmbinarea flanșelor se va face cu ajutorul buloanelor
cilindrice calibrate, în cazuri justificate, numărul buloanelor calibrate poate fi micșorat până la 50%
din numărul total, dar în nici un caz în acest număr nu trebuie să fie sub 3.
Posibilitatea utilizării îmbinărilor cu flanșe fără buloane calibrate formează în fiecare caz în
parte obiectul unei examinări speciale din partea registrelor de clasificație..
Diametrul dd al buloanelor flanșelor de îmbinare a arborilor intermediari, de împingere și
port elice nu este mai mic decât cel determinat cu formula :
16016065.03
DiRddmaind[mm]
În care :
din – diametrul arborelui intermediar [mm] determinat pe cu luare în considerare a
întăriturilor pentru gheață. Dacă diametrul arborelui este mărit din cauza oscilațiilor torsionale,
drept din trebuie luat diametrul majorat al arborelui intermediar ;
i = 18 – numărul buloanelor de îmbinare ;
D – diametrul cercului centrelor buloanelor de îmbinare [mm];
Rma – rezistența de rupere a materialului arborelui (N/mm2);
În urma efectuării calculelor, rezultă următoarele diametre pentru buloanele de cuplare
pentru arborii intermediari si de împingere, respectiv port-elice:
– pentru arborele intermediar și de împingere: d d=80 [mm]
– pentru arborele port – elice: d d=95 [mm].
De asemenea, trebuie îndeplinită condiția :
mambmaRRR7.1, dar nu mai mare de 1000 N/mm2.
La remorcherul nostru TUG 22 grosimea flanșelor de îmbinare(sub capul bolțului de
cuplare) a arborilor intermediari, de împingere, respectiv a flanșei din prova arborelui port elice,
trebuie să fie de cel puțin 0,2 din determinat conform regulilor sau cel puțin valoarea d d a bolțurilor
de cuplare calculate pentru un material având aceeași rezistență de rupere cu cea a arborelui
respectiv; se adoptă valoarea care este mai mare.
Grosimea flanșei din pupa arborelui port elice (sub capul bolțului de cuplare) este de cel
– 47 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
puțin 0,25 din diametrul real al arborelui port elice în zona flanșei.
Utilizarea flanșelor de îmbinare cu suprafețe neparalele constituie în fiecare caz obiectul
examinării speciale a registrelor de clasificație..
Raza de racordare la baza flanșelor arborilor este cel puțin 0,08 din diametrul real al
arborelui în zona flanșei.
Racordarea sa făcut cu rază variabilă ; în acest caz coeficientul de concentrare a tensiunii nu
este mai mare decât în cazul racordării cu rază constantă.
Curba este șlefuită; suprafața racordată nu prezint ă rizuri; lamarea pentru capetele și
piulițele buloanelor de îmbinare nu intersectează suprafața de racordare.
5.7. LAGĂRELE ARBORILOR
La remorcherul meu TUG 22 î n funcție de materialele folosite pentru lagărele tubului
etambou lungimile aproximative ale lagărelor corespund tabelului următor :
Tabelul 5.2
Materialul arborelui L/d
Cel mai apropiat de propulsor Mijlocul și prova *)
1 2 3
Metal alb 2 0,8
Gaiac, cauciuc sau alte
materiale sintetice
aprobate de registrele de
clasificație4 1,5
L – lungimea lagărului, [mm]
d – diametrul arborelui în zona lagărului, [mm]
* – în cazul când se prevăd în construcția liniei de axe.
Lungimea lagărelor pupa din metal alb poate fi redusă până la cel mult 1,5 ori diametrul
efectiv al arborelui în zona lagărului dacă presiunea specifică pe lagăr nu depășește 0,65 N/mm2 ;
În cazul prezentării unor rezultate concludente din exploatare registrele de clasificație poate
admite reducerea lungimii lagărelor pupa din cauciuc sau alte materiale sintetice aprobate. În orice
caz, lungimea unui astfel de lagăr nu trebuie să fie mai mică de 2 ori diametrul efectiv al arborelui
port elice în zona lagărului.
– 48 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
Valvula care întrerupe debitul apei destinate ungerii lagărelor tubului etambou este montată
pe tubul etambou sau pe peretele picului pupa.
Pe tubulatura de alimentare cu apă pentru ungerea lagărelor tubului etambou este prevăzut
un indicator de circulație a apei.
Se recomandă prevederea unui sistem care să protejeze tubul etambou contra înghețării.
Lagărele tubului etambou care sunt unse cu ulei, vor avea o răcire forțată a uleiului, în afară
de cazul când spațiul din jurul tubului etambou este umplut permanent cu apă.
Se prevede un control permanent al temperaturii cuzineților sau uleiului în lagăre.
În cazul ungerii gravitaționale cu ulei a lagărelor arborelui portelice tancurile de ulei sunt
amplasate deasupra liniei de plutire corespunzătoare pescajului maxim și trebuie dotate cu
indicatoare de nivel și semnalizare a nivelului minim.
Distanța dintre mijlocele lagărelor adiacente ale liniei de arbori, în lipsa unor mase
concentrate între lagăre, satisfac condiția :
inddint5.5
În care :
l – distanța între cuzineți, [m] ;
dint – diametrul arborelui între cuzineți, [m] ;
- coeficient care se ia egal cu :
14 pentru 500n[rot/min] ;
n300pentru n > 500 [rot/min] ;
n – turația de calcul.
Calculele s-au efectuat separat pentru arborii intermediari și arborele port – elice, rezultând
următoarele valori:
– pentru arborii de împingere și intermediari: 3,844 < l < 9.784 [m];
– pentru arborele port – elice: 4.153 < l < 10.571 [m]
Având în vedere faptul că instalația de propulsie va fi instalată în Compartimentul Mașini
Pupa de la bordul remorcherului meu TUG 22 , compartiment ce se situează între coastele 41 … 66
și luând în considerare datele de gabarit ale mașinilor termice și reductor – inversorului, date ce vor
fi prezentate în capitolul 6, se stabilesc următoarele valori:
– lungimea totală a liniilor axiale: 23,254 m;
– lungimea arborelui intermediar: 8,054 m;
lungimea arborelui de împingere: 7,6 m;
lungimea arborelui port – elice: 7,6 m;
câte 2 lagăre pe fiecare arbore (intermediar, de împingere și port – elice), situate la
distanțele determinate mai sus
5.8. ALINIEREA ARBORILOR
La remorcherul meu TUG 22 alinierea arborilor și amplasarea lagărelor din cadrul
instalațiilor de propulsie este realizat astfel încât reacțiunile în lagăre să fie permanent pozitive și
pe cât posibil egale, iar în momentele de încovoiere să se încadreze în limite corespunzătoare pentru
toate condițiile de încărcare și exploatare a navei, în starea caldă sau rece a instalației.
Lagărele de sprijin ale arborilor port elice atât din interiorul cât și din exteriorul tubului
etambou, sunt dispuse astfel încât în starea caldă a instalației, indiferent de starea de încărcare a
navei, reacțiunile să fie pozitive și cu valoare de cel puțin 20% din greutatea arborilor pe lungimea
suportată de lagăr.
– 49 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
La alegerea distanței dintre lagărele liniei de arbori în raport cu flanșa de cuplare la motor
sau reductor a fost exclusă posibilitatea apariției unor forțe transversale sau momente de încovoiere
necorespunzătoare în arborele cotit respectiv în arborele de ieșire al reductorului.
La remorcherul meu TUG 22 c alculele parametrilor de centrare sunt efectuate ținând seama
de deformațiile termice ale carcasei reductorului, motorului, corpului navei și uzurile maxime ale
lagărelor. Alinierea arborilor a fost verificată prin măsurători.
5.9. PROBE HIDRAULICE
Următoarele piese ale liniei de arbori ale remorcherului meu TUG 22 sunt supuse unei probe
hidraulice la terminarea prelucrării mecanice :
– bucșele arborilor port elice – la o presiune de 2 bar ;
– tuburile etambou – la o presiune de 2 bar.
În cazul ungerii cuzineților cu ulei, presetupele tubului etambou sunt supuse după montaj
unei probe de etanșeitate cu o presiune egală cu înălțimea coloanei de ulei în tancurile de presiune
la nivelul de lucru. Proba este efectuată cu rotirea arborelui portelice.
5.10. MONTAREA FĂRĂ PANĂ , PRIN PRESARE, A ELICEI ȘI CUPLAJELOR
La remorcherul meu TUG 22 în cazul presării pe con a elicelor și flanșelor fără pană,
capetele arborilor au o conicitate de maximum 1:15. Conicitatea nu depăș ește 1:15, îmbinările
arborilor cu flanșele sunt executate fără piuliță de siguranță sau alte procedee de fixare a flanșei.
Dispozitivele de blocare a piulițelor de siguranță sunt fixate pe arbori.
Presarea elicei pe arborele port elice, în cazul îmbinărilor fără pană, sunt realizate fără
utilizarea unei bucșe intermediare între butucul elicei și arborele port elice.
Construcțiile cu utilizarea unei bucșe intermediare constituie obiectul unei analize speciale
din partea registrelor de clasificație.
La montarea unei îmbinări conice presate fără pană, deplasarea axială a butucului elicei în
raport cu arborele sau bucșa intermediară, din momentul stabilirii contactului metalelor pe suprafața
conică după dispariția jocului, nu este mai mica decât cea determinată cu formula :
KzttDTDnLP
zhBhmbaba
a
232468
Unde :
h – deplasarea axială a butucului elicei la montaj, [cm] ;
B – coeficient care ia în considerare materialul și forma îmbinării, [cm2/daN] ;
babbvEvyy
EB22
22
111
111
Unde :
Eb – modulul de elasticitate al materialului butucului elicei, [daN/cm2] ;
Ea – modulul de elasticitate al materialului arborelui, [daN/cm2] ;
vb – numărul lui Poisson pentru materialul arborelui – pentru oțel = 0,3 ;
y – coeficientul mediu al diametrului exterior al butucului ;
– coeficientul mediu al diametrului orificiului arborelui ;
La îmbinările, cu arbori din oțel, plini, fără gaură axială coeficientul B se poate adopta din
tabel folosind o interpolare liniară.
Da – diametrul mediu exterior al arborelui în locul de contact cu butucul sau cu bucșa
– 50 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
intermediară, [cm] ;
Fără bucșe intermediară :
11baDD
babaDDDD22
33baDD
Cu bucșe intermediară :
11baDD 33baDD
22baDD baDD
321030201
bbbDDDDDDy pentru butucul elicei
321030201
aaaDDDDDDW pentru arbore
3321aaaaDDDD
3321bbbbDDDD
h – înălțimea de lucru (contact) a conului arborelui sau bucșei intermediare cu butucul elicei,
scăzând canalele de alimentare cu ulei, [cm] ;
z – conicitatea butucului elicei ;
P – puterea transmisă prin îmbinare, [KW] ;
n – turația îmbinării, [s-1] ;
L – coeficientul întăririi contra gheții conform tabelului ;
T – împingerea elicei la punct fix, la sensul de rotație “înainte”, [daN] ;
αb – coeficient de dilatare termică liniară a materialului butucului elicei, [1/șC] ;
αa – coeficient de dilatare termică liniară a materialului arborelui, [1/șC] ;
tb – temperatura la care lucrează îmbinarea în condițiile de exploatare, [șC] ;
tm – temperatura îmbinării în timpul asamblării, [șC] ;
K = 1 – pentru îmbinări fără bucșe intermediară ;
K = 1,1 – pentru îmbinări cu bucșe intermediară.
Db – diametrul mediu interior al butucului elicei în locul contactului cu arborele sau bucșa
intermediară, [cm].
Coeficientul L se adoptă funcție de valoarea întăriturilor pentru gheață :
T abelul 5.3.
Felul cuplării L
1 2
Elice cu arbore
Cuplaj cu
arboreG 20G 30G 40G 50
1,051,081,151,20
11,041,081,15
Pentru navele cu întărituri pentru gheață, valoarea lui h se va lua ca cea mai mare dinte
mărimile calculate pentru temperaturile limite admise în exploatare, adică pentru :
tc = 35șC și L=1 ;
tc = 0șC și respectiv L >1.
Când întăriturile pentru gheață lipsesc, calculul se va executa numai o singură dată pentru
– 51 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
cea mai mare temperatură de exploatare :
tc = 35șC și L =1.
Adaosul pentru presare în timpul asamblării îmbinărilor nedemontabile ale cuplajelor de oțel
pe arborii de oțel nu trebuie să fie mai mic decât valoarea determinată cu formula :
22332468TDnLN
hBD
a
D – adaosul pentru presare la asamblare, în funcție de diametru, [cm].
Pentru butucul elicei îmbinate fără pană în execuție demontabilă sau nedemontabilă, trebuie
să se realizeze condiția :
eHmabbRtDC
BA
5.7
A – coeficientul formei butucului:
423111yyA
Coeficientul A se poate lua din tabel prin interpolare liniară.
zhCr – pentru îmbinări demontabile ;
rDC – pentru îmbinări nedemontabile ;
rh- deplasarea reală a butucului adoptată în timpul asamblării la temperatura t m [cm];
hhr
rD – adaosul real în timpul asamblării prin presare pentru îmbinarea nedemontabilă, [cm] ;
DDr
Reh – limita de curgere a materialului butucului elicei, [N/mm2] ;
T abelul 5.4. – coeficientul A
y1,21,31,41,51,61,71,81,922,12,22,32,4
A6,114,483,693,222,922,72,542,422,332,262,22,152,11
5.11.DISPOZITIVE DE FRÂNARE
La remorcherul nostru TUG 22 în componența liniei de arbori este prevăzut un dispozitiv de
frânare. Un astfel de dispozitiv este alcătuit dintr-o frână, un dispozitiv de blocare sau de rotire a
arborelui care să prevină rotația arborelui în cazul defectării motorului principal aferent.
5.12.CALCULUL DE REZISTENȚĂ PENTRU LINIILE AXIALE
5.12.1. Calculul de rezistență pentru arborele intermediar și arborele de împingere
La remorcherul meu TUG 22 arborele intermediar are acelați diametru cu arborele de
împingere calculul de rezistență a fost realizat utilizând aceleași valori:
– Momentul de torsiune transmis de arbore, la puterea maximă a motorului:
51034.759300406.32433702377702377 nPMt [N]
– Modulul de rezistență al arborelui:
– 52 –
Capotolul 5 Calculul liniilor axiale
827.3043716719.53
1633
dWr [cm3]
– Tensiunea de răsucire a arborelui:
494.210827.304371034.759
35
rt
WM
Observație:
– tensiunea de răsucire calculată a arborelui este mai mică decât tensiunea admisibilă la
răsucire (τadm=75 MPa).
– Momentul de inerție al secțiunii arborelui:
344int44int109382.1646464ininddddJ[m4]
– Efortul critic la flambaj:
2 2352
22
783.6696.7109382.1102238.20
mN
LJE
k
unde:
E – modulul de elasticitate transversal al materialului;
L – lungimea arborelui;
– Greutatea porțiunii de calcul a arborelui între porțiunile de sprijin:
16868.378504488350.0
453719.0
4422 22int
lddGin [kg]
unde:
– dint – diametrul exterior al arborelui [m]
– din – diametrul canalului practicat în arbore [m];
– γ – greutatea specifică a materialului [kg/m3];
– l – distanța maximă între două puncte de sprijin [m].
– Suprafața secțiunii arborelui:
057.04488358.053719.0
42222intinddS [m2]
– Modulul de rezistență la încovoiere al arborelui:
33333int10548.532488358.055719.0
32iniddW [m3]
5.12.2. Calculul de rezistență pentru arborele port elice
La remorcherul meu TUG 22 calculul de rezistență pentru arborele port elice a fost realizat
utilizând aceleași formule de calcul ca și pentru arborii precendenți :
– Momentul de torsiune transmis de arbore, la puterea maximă a motorului:
51034.759300406.32433702377702377 nPMt [N]
– Modulul de rezistență al arborelui:
48430167154.62
1633
dWr [cm3]
– Tensiunea de răsucire a arborelui:
– 53 –
Capitolul 5 Calculul liniilor axiale
256.310484301034.759
35
rt
WM
Observație:
– tensiunea de răsucire calculată a arborelui este mai mică decât tensiunea admisibilă la
răsucire (τadm=75 MPa).
– Momentul de inerție al secțiunii arborelui:
34444
10407.2646464pepetpepet ddddJ[m4]
– Efortul critic la flambaj:
2 2352
22
654.740054.810407.2102238.20
mN
LJE
k
unde:
E – modulul de elasticitate transversal al materialului;
L – lungimea arborelui;
– Greutatea porțiunii de calcul a arborelui între porțiunile de sprijin:
15998.378504570140.0
4627154.0
44222222
lddGpepet[kg]
unde:
– dpet – diametrul exterior al arborelui [m]
– dpe – diametrul canalului practicat în arbore [m];
– γ – greutatea specifică a materialului [kg/m3];
– l – distanța maximă între două puncte de sprijin [m].
– Suprafața secțiunii arborelui:
054.04570140.0627154.0
42222
pepetddS [m2]
– Modulul de rezistență la încovoiere al arborelui:
33333
10022.632488358.055719.0
32pepetiddW [m3]
– 54 –
CONCLUZII
La motoarele navale se semnalează îmbunătățiri, în special la sistemul de injecție și cel de
reglare care, având dimensiuni foarte reduse,necesită o precizie deosebită în construcție.
Majoritatea remorcherelor de construcție recentă au sistem de propulsie Diesel sau Diesel-
electric, cu puteri instalate ce variază între 200CP și 6000CP.Mașinile principale de propulsie pot
antrena două sau mai multe: elice libere(cu pale fixe sau orientabile); elice în duze( fixe sau
orientabile); elice în tunel(specifice remorcherelor fluviale) ; propulsoare orizontale cu aripioare.
Sistemul de propulsie cu elice în duze sau în tunel prezintă unele avantaje, astfel întărește
randamentul propulsiei menține uniformă puterea de remorcaj; protejează elicele; menține
neschimbat unghiul de atac al profilului aripii elicei,la navigația pe mare reduce oscilațiile
longitudinale pe valuri. Totuși, duzele prezintă dezavantajul de a spori considerabil rezistența la
înaintare,în special la viteze mari.
Una dintre problemele de bază ale proiectării, construcției și exploatării navei se referă la
asigurarea calitățiilor de marș.
Calitățiile de marș sunt acele însușiri, care conferă navei posibilitatea de a se deplasa cu
viteze căt mai mari la consumuri de putere cât mai mici.
Calitațiile de marș ale navei,depind în mare măsură de forțele hidro și aerodinamice,care
acționează asupra corpului și care se opun deplasării sale.
Obținerea unor calități de marș superioare presupune,în mod deosebit,proiectarea formelor
hidrodinamice ale carenei astfel încât, în condițiile de exploatare impuse, să rezulte o rezistență la
înaintare minimă.
Evidențerea calitățiilor de marș ale navei implică utilizarea propulsoarelor. Calitatea
propulsorului este pusă în evidență prin intermediul randamentului ηD definit prin relația:
ηD=PE/PD,
unde: Pe reprezintă puterea de remorcare,iar Pd puterea primită de elice de la axul port-
elice.
Limitele largi de variație ale lui r | ηD arată că, o parte importantă din puterea mașinii
principale se pierde la nivelul propulsorului.I ată de ce, proiectarea propulsoarelor cu randament
ridicat constituie o condiție de bază în obținerea calitățiilor de marș superioare.
Dacă se consideră elicea instalată în pupa navei, atunci între ea și carenă se stabilește o
legătură mecanică și una hidrodinamică.
Legătura mecanică dintre elice și corpul navei prezintă următoarele caracteristici:
vitezele de deplasare ale navei și elice,raportate la aceleși reper fix,sunt identice;
vitezele unghiulare ale axului port-elice și elice sunt egale; -momentul de rotație transmis de
axul port-elice este egal cu momentul rezistent al elicei; forța de împingere produsă de elice
este transmisă corpului navei, prin intermediul cuzinetului de împingere.
Prezența corpului navei înaintea elicei perturbă curentul de lichid ce trece prin discul
acesteia și în consecință influențează asupra coeficienților împingerii și momentului de rotație.
Asta însemnând la prețul actual al combustibilului o economie de 3175 euro .
Deci pe langă faptul că avem un motor fiabil am reușit sa obținem la aceeași putere a
motorului si o economie consistentă de combustibil ceea ce reprezintă in contextul economic actual
o importanță deosebită .
Toate acestea coroborate cu eficacitatea deosebită a elicei tip Wageningen B aleasă pentru
remorcherul TUG 22 conferă acesteia manevrabilitatea și forța de tracțiune necesară îndeplinirii cu
succes a misiunilor ce îi revin.
– 55 –
B IBLIOGRAFIE
Dragalina A. – Calculul termic al motoarelor diesel navale, ed. Academia Navală ‘Mircea
cel Bătrân’, Constanța, 1992;
Dragalina A. – Motoare cu ardere internă, vol I, II și III, ed. Academiei Navale ‚Mircea cel
Bătrân’, Constanța, 2003, 2004;
Moroianu C, Dragalina A. ș.a., – Motoare navale. Procese și caracteristici, ed.Tehnică, 2001;
Vanșeidt V .A., Ghendleir L.V., – Motoare Diesel, ed. Tehnică, 1959;
Nanu Dumitru,- Sisteme electroenergetice nevale, ed. Muntenia, Constanța 2004;
Abăitancei D., Hațegan C., Stoica, Claponi D., Ghiodane I.,- Motoare pentru automobile și
tractoare, vol I și II, ed.Tehnică, București 1978;
Drăghici I., Jurla A., Chișu E. ș.a., – Organe de mașini,ed. Didactică și pedagogică București
1980;
Vasilescu E, Marin D, Zgură A, ș.a.,- Desen tehnic industrial, ed.Tehnică, București 1994;
Registrul Naval Român, ed. 1990;
Albumul tipurilor de nave ;
Documentația de la bordul navei , ”TUG 22”;
Instrucțiuni de exploatare a motorului M505;
Zidan N. – Organe de mașini.Îndrumar de proiectare, ed.Tehnică, București, 1980;
Popescu I. – Tehnologia prelucrării pieselor din materiale clasice și compozite, vol I, ed.
Matrix Rom, București 2000;
Soare Ghe., Rece L., – Îndrumar de laborator și de proiectare pentru tehnologii mecanice, ed.
Matrix Rom, București 2002;
CETIM – Documentaț ie de firmă;
Marin G., Cață M., – Auto CAD și AutoLISP, ed.Militară, București 2004;
Puiu A. – Instalații energetice navale, ed.”Muntenia & Leda”, Constanța 2001;
Puiu A., Vzunov Ghe. ș.a. – Manualul ofițerului mecanic maritim, vol I și II, ed. Tehnică,
București 1998;
Grünwald B. – Teoria, calculul și motoarele pentru autovehicule rutiere, ed.Didactică și
Pedagogică, București 1980;
Calculul ingineresc și de proiectare pentru instalația de propulsie a unui remorcher-CADET
NAV 2019.
http:///www.academia.edu
http:///www.rasfoiesc.com/files/electronica/792_poze14gif
http:///www.creează.com/afaceri/transporturi/navigație/Remorchere989.php
– 56 –
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Introducere… 4 [627944] (ID: 627944)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.