DINAMICA SISTEMELOR DE PROPULSIE NAVALA IN TIMPUL TI MPUL MANEVRELOR NAVEI
Sumar Motoarele pot avea fluctuatii mari in timpul manevrelor stranse. In timpul situatiilor crititce sunt posibile mariri dramatice ale cuplului de ax pana la si chiar peste 100% din valorile pe care le poate avea la o deplasare in linie dreapta. In cazul unei rasuciri duble in cerc, dinamica celor doua linii de ax poate fi coplet diferita in ceea ce priveste puterea si cuplul. Acest fenomen, daca nu este corect evaluat, are un potential de pericol, in special pentru motoare cu doua linii de ax care sunt propulsate de catre un singur reductor, care pot crea dezechilibre semnificative. Lucrarea prezinta o simulare a dinamicii unui vas cu motor cu doua linii de ax in aceste conditii critice. Modelul numeric include manevrabilitatea navei si comportamentul in miscare al motoarelor motoarelor principale, linie de ax, elice si sistemului sistemului de control al propulsiei. Rezultatele numerice obtinute au fost comparate cu masuratori la scara reala pentru a valida simularea propusa. I.
Introducere
Dupa cum se stie, in timpul manevrelor navele pot avea mari fluctuatii a puterii cuplului datorate motorului. Aceasta este in special adevarat in cazul manevrelor foarte stranse, cum ar fi intoarcerea in cerc la sau in apropierea unor unghiuri extreme ale carmei si pot rezulta intr-o marire cosiderabila a a puterii axului sau a cuplului de ax daca miscarile de revolutie ale elicelor sunt mentinute constante pana la si peste 100% din valorile constante pe care le poate avea la o deplasare in linie dreapta inregistrate in timpul fazei incipiente a manevrei. In ciuda faptului ca acest comportament este foarte bine cunoscut din punct de vedere calitativ nu exista o cantitate prea mare de date cantitative in literatura de specialitate. Cu toate acestea aceste efecte pot fi potential periculoase daca nu sunt corect prevazute si luate in atentie, pentru anumite feluri de motoare la care de exemplu doua axe de arbore sunt propulsate de acelasi motor printr-un singura cutie de viteze cum este cazul celor mai noi vapoare.
In acest caz exista posibilitatea unor inegalitati inegalitati a fortelor la reductorul reductorul de viteza si a cresterii puterii intr-un mod foarte diferit pentru axele de arbore. Din nefericire foarte putine date sunt puse la dispozitie pentru acest fel de motor luand de asemenea in considerare si faptul faptul ca a fost recent introdus si folosit. Pentru a acoperi aceasta lipsa s-a facut o analiza a datelor disponibile pentru configuratia mult mai comuna cu doua linii de arbore complet diferite fiecare avand motor separat.
In particular au fost analizate manevre de intoarcere standard loa diferite viteze si unghiuri ale carmei pentru pentru o serie de vapoare vapoare catamaran si s-a descoperit o tendinta comuna de crestere a puterii arborelui. Ca rezultat, s-a propus o abordare simplificata ( dar foarte efectiva din punct de vedere al simularii propulsiei motorului) in care, comportamentul asimetric ale celor doua linii de arbor, care este posibil sa fie datorata curgerii oblice, variatia asimetrica a fractiei siajului si variatia vitezei tangentiale este atribuita numai unei variatii asimetrice a fractiei siajului care include implicit toate celelalte efecte. Valori ale acestei variatii asimetrice a fractiei siajului obtinute din analiza la scara normala si la scara de model sunt prezentate pe scurt in capitolul II. Pe baza rezultatelor mentionate se va prezenta in aceasta lucrare o simulare dezvoltata de catre universitatea din Genova. Acesta abordare poate reprezenta dinamica unui motor de nava catamaran in aceste conditii conditii de munca critice in timpul manevrelor. Modelul nueric include manevrabilitatea navaului si modul in care se comporta in miscare motoarele principale, liniile de arbore, elicele si sitemul de control al propulsiei. In particular in studiu este vorba despre simularea dinamicii a doua linii de arbore diferite in timpul manevrei de intoarcere, a manevrelor in zig zag si modalitatea in care controlul propulsiei influenteaza performanta intregului sistem de propulsie. II .
Sumar al rezultate atelor ant anterioare
Dupa cum s-a anticipat in capitolul anterior, intr-o lucrare recenta s-a facut o naliza a datelor de manevra de la 5 vapoare diferiteale caror date sunt prezentate in urmatorul tabel. Majoritatea datelor s-a luat de la incercari pe mare in timp ce pentru nava numarul 5 erau disponibile teste model.
CB
Sh i p 1 /1 Sh i p 1 /2 S h ip 2 S h ip 3 Ship Ship 4
0 .6 4 0 .6 4 0 .4 8 0 .5 0 0.48 0.48
S h ip 5 0 .5 1
LIB 6 .6 1 6 .6 1 5 .2 9 8 .6 1 6.91 7 .8 9
BIT
A R /LT
FR Range
2.92 2.92 3.21 3.32 _ 3 . 4 6
2 .1 % _ 4.3% 1 .9 % 4 .1 % 3 .4 %
0 . 0 8 - 0 . 28 0.08-0.29 0 . 1 1 - 0 . 27 0 . 2 1 - 0 . 42 0 . 2 2 - 0 . 44
3.63
4 .0 %
0 . 1 4 - 0 . 40
Urmatoarele date sunt prezentate: – Coef Coefic icie ient ntul ul de bloc blocar are e CB CB – Fractia lungime pe traversa L/B – Fractia traversa pe pescaj B/T – Procentaj Procentaj din din aria aria carmei carmei in ceea ce priveste priveste aria lateral laterala a reprezent reprezentata ata de de LT – Viteza navaului ( in numarul Froude)
Sunt incluse diferite tipuri de vapoare , de la vapoare cu motor auxiliar mai incet, vapoare de logistica si de aprovizionare pana la fregate rapide si Corvettes. Toate vapoarele vapoarele catamaran prezinta o configuratie cu o instalatie de propulsie, cu motoare complet separate. Cu toate acestea motoarele principale sunt variate incluzand motoare diesel, electrice, si pe gaz sau combinatii ale acestora. Atat configuratiile CPP cat si FPP sunt prezente in analiza. In cele din urma sunt analizate doua configuratii configuratii de pupa pe aceeasi aceeasi coca pentru navaul navaul 1/1 si respectiv 1/2. Pentru toate navele care fac manevre de intoarcere in cerc la diferite viteze, si cand este posibil la diferite unghiuri ale carmei au fost luate in considerare ( la 52 de incercari), avand in vedere in mod particular viteza navaului, rotatiile pe minut ale elicelor si puterea cuplului. A fost evaluata cresterea de putere in timpul manevrelor la diferite viteze si unghiuri ale carmei comparata cu puterea ceruta pentru un curs in linie dreapta in faza de apropiere, considerand amandoua valorile de varf in faza initiala de tranzitie si la valori stabilizate ( care in general rezulta cu aprope 10% - 15% mai joase decat cele de varf). In timp ce rotatiile pe minut sunt mentinute constante in timpul tuturor menevrelor cand nu se intervine cu nimic automat, marirea cuplului este egala cu marirea puterii.
In ciuda faptului ca vapoarele analizate sunt diferite din multe puncte de vedere, s-a gasit un punct comun tuturor incercarilor ( in care nu se intervine cu nimic automat): la o crestere a cuplului de viteza extern de aproape 85% - 105%, si o crestere a cuplului de viteza intern de aproape 30% - 50% in corespondenta cu maximul unghuirilor de carma; influenta numarului Froude pare neglijabila. Daca sunt luate in considerare considerare cele mai mari mari viteze, influenta interventiei automate este majora, limitand cresterea puterii prin reducerea rotatiilor pe minut sau reducerea ritmului elicelor atat pentru cupluri interne cat si externe pana la valori similare ( diferite de la nava la nava in functie de marjele de putere), de vreme ce la aceasta viteza motorlul este utilizat aprope de capacitatea maxima. Cresterile de putere stabilizate obtinute la toate vapoarele sunt insumate in urmatoarele grafice atat pentru cuplurile interne cat si externe respectiv ca o functie a unghiului carmei ( testele influentate de automatizare au fost excluse). In ambele tabele principala linie este trasata impreuna cu doua linii aditionale care sunt trasate in sus si in jos cu o diferenta de 10%; dupa cum se vede, desi prezinta o anumita tendinta de risipire, o tendinta clara rezulta din toate cazurile.
Fig 4: Stabilized power – Summary – External shaft
Posibile cause sunt investigate in [1] pentru cresterea de putere a cuplului, in afara de reducerea evidenta de viteza in timpul manevrei, sunt curgerea oblica si variatiile asimetrice ale vitezei tangentiale si longitudinale in planul elicelor; efectul acestui fenomen este pe larg tratat in literatura de specialitate ( vezi exemplul [2][3]), in timp ce din analiza extensiva a testelor experimentale la PMM pe diferite forme de de coca semnalate in [4] si [5] s-au s-au gasit variatii ale vitezei longitudinale cat si tangentiale in timpul manevrelor. Avand in vedere dezvoltarea unui simulator, care sa includa manevrarea navaului si instalatiile instalatiile automatizate, variatia fractiei siajului asimetric asimetric a fost luata in considerare ca fiind cea mai simpla si mai usoara de evaluat din datele inregistrate in timpul incercarilor pe mare. O procedura similara cu analiza unui test de auto-propulsie a fost adoptat evaluand noile valori ale coeficientului de avans al elicei J in timpul manevrei in corespondenta cu valorile inregistrate de cuplu ( si in consecinta KQ), si apoi calculand ‘’variatia asimetrica a fractiei siajului’’. In special, variatia J este partial datorata reducerii vitezei navei in timpul manevrei care rezulta intr-un coeficient mai mare de cuplu KQ ( punctul J1 in figura 5) apoi urmand punctele efctive de functionare Jext si Jint sunt atinse cu ajutorul variatiilor asimetrice ale fractiei siajului.
Fig. 5: Asymmetrical variation of advance coefficient .1
Urmatoarele etape sunt adoptate pentru analiza datelor de manevra: 1. Evaluarea cuplului in larg si ale echivalentului lui pe axele interne si externe
pe baza puterii inregistrate si a revolutiilor elicei in concordanta cu (1)
unde Qο este cuplul in larg, Q si P cuplul si puterea care c are rezulta, N sunt revolutiile elicei si ηR este eficienta rotative relativa definita in (2) ( adoptand o valoare de la testul de auto-propulsie), 2. Evaluarea coeficientului corespondent de cuplu KQ atat pentru amandoua
axele pe baza (3)
3. Evaluarea valorii coeficientului J de inaintare de care este nevoie pentru a
obtine KQ, interpolarea din curbele caracteristice elicei
unde Va este viteza cu care avanseaza elicea, D este diametrul elicei, w este fractia de siaj si Vs este viteza navaului. 4. Evaluarea Evaluarea vitezei vitezei de de inaintare inaintare corespo corespondent ndente: e:
5. In cele din urma ‚’’ valoarea efectiva’’ a fractiei siajului poate fi calculata:
Unde Vs(evol) este viteza navaului stabilizata in timpul manevrei de intoarcere in cerc.
In urmatorul tabel, Tabelul 2 valorile variatiei fractiei siajului Δw, definite in (7) sunt raportate in corespondenta cu unghiul maxim al carmei si pentru diferite valori ale numarului Froude ( unde mic inseamna o valoare mai mica decat 0.15 si mare pentru o valoare mai mare de 0.3).
Fr
r
Δwint ΔWest
Ship 1/2
Mean -0.56
-0.02
Ship 2
Mean -0.38 Low -0.34
0.24 0.14
Ship 3
Mean -0.10
0.29
Ship 4
High -0 - 0.15
0.16
Ship 5
Mean -0.17
0.25
..
In majoritatea cazurilor, s-a descoperit un curent similar pe baza acestei analize, i.e. curgerea pe axul intern pare accelerat ( cu o reducere a valorii fractiei siajului), in timp ce curgerea pe axul extern pare decelerat ( cu o crestere a valorii functiei siajului). Cu toate acestea, aceste date prezinta o imprastiere semnificativa( vezi de exemplu valoarea negativa pentru axa externa a navaului 1) datorita faptului ca ele ˝incorporeaza ˝ deasemenea deasemenea alte efecte a caror caror entitate variaza de la nava la nava;in particular este posibil ca aceasta influenta a variatie a vitezei tangentiale sa fie foarte puternica asupra acestei imprastieri. O privire completa asupra problemei poate fi obtinuta numai printr-o simulare numerica (inca foarte dificil si din punct de vedere al calculelor pentru un astfel de fenomen complex complex cu interactiuni interactiuni intre coca, carma si elice)sau printr-o campanie extensiva experimentala cu scopul de a analiza alunecarea in corespondenta cu locatia elicelor in timpul manevrelor. Amandoua aceste abordari ar fi foarte scumpe deoarece pentru a avea o intelegere clara a problemei, ar trebui facuta o analiza a diferite vapoare si forme de coca acest lucru multiplicand efortul de care este nevoie. Din acest punct de vedere, se crede ca valorile de variatie ale fractiei siajului pentru diferite vapoare care au fost luate in considerare in calcule, in ciuda faptului ca au fost afectate de erori care se ivesc din natura experimentala a datelor si prin includerea implicita a diferitelor efecte ( cum ar fi viteza tangentiala)pot fi deja aplicate la nave similare in timpul fazei de design daca se cere acest lucru. In cazul unor vapoare semnificativ diferite, testele model par sa fie cea mai cea mai putin scumpa alternativa la calculele complicate sau la campaniile experimentale cu PMM, cu conditia ca efectele de scara sa fie luate in considerare cum trebuie. Cu acest scop, s-a facut o serie de teste de catre INSEAN la sediul sau de la Lake Nemi asupra navaului cu numarul 5 (scara modelului 1:25)[1], si rezultatele acestei comparatii cu nave la scara normala sunt prezentate in urmatoarele tabele 6 si 7; trebuie notat ca pentru a compara rezultatele la viteza mare ( in care revolutiile elicei sunt reduse la scara normala in timpul manevrelor), variatiile P/N sunt raportate in cifre in loc de variatii ale puterii.
Din analiza figurilor 6 si 7 este clar ca, testele pe modele tind sa subestimeze marirea puterii cu valori mai mici de 10 – 15% in directa corespondenta cu unghiul maxim al carmei atat pentru axul extern cat si intern. Aceste rezultate nu ne permit sa tragem o concluzie generala, de vreme ce un numar mai mare de date ar fi necesar pentru a verifica aceste tendinte si a investiga posibile motive fizice. Cu toate acestea, se crede ca aceste tendinte pot fi deja aplicate in caz ca sunt necesare simulari pentru a testa diferite strategii de automatizare;trebuie sa se noteze mai mult mult si anume ca variatia asimetrica a fractiei siajului este calculata si este luata in considerare si scara maririi factorului de cuplu se obtin niste valori foarte mici de – 0.17 si 0.26 atat pentru axul extern cat si cel intern, astfel aceste date se situeaza in aceleasi valori cu datele obtinute in timpul incercarilor pe mare. Ca un rezultat general general al studiului anterior, s-a s-a remarcat ca variatiile asimetrice de putere in timpul manevrelor pot fi semnificative si pentru motorele neconventionale care difera de cele obisnuite si ele reprezinta un potential risc
care cere o startegie speciala pentru acest tip de motoare. Se crede ca aceste efecte pot fi combatute printr-o serie de simulari, teste in timpul fazelor de design, diferite strategii de automatizare, prin reducerea considerabila a riscurilor care sunt in conexiune cu cresterea asimetrica a puterii si prin acordarea de timp pentru calibrarea motorului in sine in timpul incercarilor pe mare. In prezentul prezentul studiu este este descrisa modificarea software-lui motorului de manevra si celui de propulsie deja disponibil la DINAV ( vezi de exemplu [6][7][8] [9 1)pentru a lua in considerare comportamentul asimetric in timpul manevrelor ( vezi pragraful 2); pentru a testa simulatorul modificat, a fost schematizat un nava diferit de cele care au fost deja analizate in studiile anterioare pentru care erau disponibile rezultate experimentale ( vezi paragraful 3) si rezultatele obtinute au fost comparate cu datele experimentale ( vezi paragraful 4). 2. DESCRIEREA SIMULARII Felul in care se comporta nava este simulat printr-un model matematic care este capabil sa prevada interactiunile intre dinamica sistemului de propulsie si manevrabilitatea navei. Modelul matematic consta intr-un set de ecuatii diferentiale, algebrice si tabele care reprezinta diferite elemente al sistemului de propulsie: automatizarea, motoarele, elicele, liniile de ax si miscarilor navei ( tangaj, ruliu si virare ). In particular motorul luat in considerare este alcatuit din doua axe cu elice cu pas controlabil, unde fiecare ax este propulsat printr-o cutie de viteze de catre doua motoare principale. Schema dinamicii navei luate ca model este aratata in figura 8, unde este posibil sa vezi cateva din componentele principale implicate in procesul de simulare. Implementarea codului numerica fost facuta pe un software MATLABSIMULINK ®, o platforma foarte des utilizata pentru sisiteme dinamice de simulare. Pentru fiecare element ilustrat in figura 8, au fost dezvoltate modele numerice la un anumit nivel de exactitate, luand in considerare obiectivul general al unei bune balante intre siguranta rezultatelor simularii si performanta.
Motorul si dinamica navei sunt in principal reperzentate printr-o ecuatie difernetiala a liniei de ax:
si prin ecuatii traditionale de manevrabilitate:
Alte ecuatii diferentiale principale sunt incluse in modelul de motor pentru a reprezenta regulile de curgere a combustibilului in motor.
Informatiile detaliate despre intreaga structura a machetei navei pot fi folosite in [6], [7], [8], [9]. In prezenta lucrare este descrisa modificarea machetei pentru a lua in considerare axurile separate. Dinamica axului, dupa cum s-a anticipat sunt guvernate de catre ecuatia (8). De la aceasta ecuatie, in particular, este posibil sa se calculeze viteza elicei n, unde cuplul motorului Q, este evaluat cu ajutorul unui model matematic bazat pe procesul termodinamic al motorului, in timp ce cuplul elicelor 2, este evaluat cu ajutorul testelor de elice in larg pentru cateva pozitii ale lamelor. Odata calculat n(t) din ecuatia dinamicii liniei axului si V(t) din ecuatiile de manevrabilitate este posibil sa obtii coeficientul JO al avansarii elicei folosind valorile de matrice ale fractiei siajului 0).
Fig. 9— Calculation of wake fraction variation
In figura 9 este aratat procesul de calculare a variatiei fractiei siajului, adoptat in modelul de simulare a fiecarei elice. Cele doua tabele, reprezentand valorile Δw pentru fiecare ax, arata intercalarea lineara 2-D a celor doua imputuri, viteza navei si unghiul carmei. In fiecare secunda este atunci posibil sa calculam variatia corecta a factorului siaj pe baza unghiului de deriva. De fapt, intrerupatorul lasa sa treaca primul sau al treilea impuls pe baza celui de-al doilea impuls asta insemnand ca nava va avea o intoarcere circulara catre tribord sau babord. Dupa cum s-a prezentat in paragraful dinainte, valorile Δw sunt calculate din partile stabile in manevra. Daca schema indicata in figura 9 ar fi direct pusa in practica fara consideratii suplimentare, variatii subite ale Δw ar aparea odata ce ar fi dat un anumit unghi al curbei, astfel generand varfuri de putere eronate in timpul starilor de tranzitie; acest lucru ar fi in particular semnificativ pentru manevre in care parti ari sunt in miscare (e.g. ZigZag). Pentru a depasi aceasta
problema, valoarea efectiva Δw adoptata a doptata instantaneu este evaluata in concordanta cu urmatoarea ecuatie:
Unde Δwi este valoarea obtinuta prin intercalare, β este valoarea curenta a unghiului de deriva si βevol este valoarea unghiului de deriva in timpul intoarcerii in cerc stabilizate la viteza si unghiul carmei luate in considerare. Folosind aceasta rutina de calcul este capabil sa afle care sunt axul interior si care cel exterior in timpul rotirii navei,si apoi de de a calcula fractia siajului corecta pentru a evalua coeficientul de inaintare inaintare a elicelor J(t). Odata Odata ce J(t) este este cunoscut, este posibil sa evaluam KQ(t) si KT(t), respectiv pentru calcularea cuplului elicei si a fortei.
3. CAZUL TESTAT 3.1 CARACTERISTICILE NAVEI Dupa cum s-a anticipat deja pentru a testa simulatorul modificat descris in paragraful 2, o a sasea nava s-a luat in considerare diferita de cele deja analizate in [1] si listata in tabelul 1. Principalele caracteristici ale navei sunt insumate in urmatoarele: CB
0.585
L/B
7.32
B/T
4.35
AR/LT FR
3,7% 0.17÷0.31
Aceasta nava este echipata cu un motor cu doua axe complet separate si doua motoare principale pe ax similar cu cel schematizat in figura 2).
3.2 DATELE ANALIZEI DIN INCERCARILE PE MARE
Manevrele de intoarcere in cerc si in ZigZag la diferite unghiuri ale carmei si la diferite viteze ale navei care s-au efectuat in timpul incercarilor pe mare au fost facute disponibile prezentei analize dupa cum se vede in Tabelul 3: TURNING CIRCLE
ᵟ
SPEED
±35 ±25
Fn=0.17
Fn=0.31
±15 ZIG ZAG 20-20 ј Fn=0.17
Fn=0.31
Tabelul 3 – Teste experimentale
Ca un prim pas, dupa cum s-a vazut in [1], s-au luat in considerare manevrele de intoarcere in cerc ( la care sunt experimentate fluctuatii maxime de putere) pentru a obtine valori pentru simulator.Parametrii fizici principali investigati sunt viteza navei, rotatiile pe minut ale axului si puterea axului. Manevrele in ZigZag nu au fost luate in considerare initial, deoarece ele sunt utilizate pentru a valida reactiile simulatorului in corespondenta cu manevre diferite de folosite pentru calibrarea simulatorului in sine. In urmatorul tabel 4, sunt insumate rezultatele in materie de puterea axului in timpul testelor de intoarcere in cerc. Ele sunt notate in procentaje in rela tie cu valorile dinaintea punctului in care s-a carmit. Pentru o mai buna intelegere, aceste rezulate sunt vizualizate in urmatoarele figuri 10 si 11. 0.17
35 -35 av TU25 RN SP 6 SP-25 IN EE av +3 G D Fn Fn 15 X2 5 CI =0. 5 +1 +1-15 RC 17 31 5 ZI ZI av LE G 20Fn ZA =0. 20 G 17 ј31 I
0.31
AP% EXT
AP% INT
АP% EST
AP% INT
80 72 76 64 69 66 35 29 32
15 38
54 53 53 46 52 49 42 48 45
40 51 46 24 29 26 13 23 18
13 24 18 9 10 9
Tabel 4- Cresteri experimentale ale puterii puterii
De asemenea in acest caz, dupa cum s-a descoperit in lucrari anterioare, s-a experimentat un comportament aproape simetric atat pentru manevrele din babord cat si cele din tribord ( luand in considerare interferentele de neevitat in timpul incercarilor pe mare). In particular, cresterea puterii axului extern este mai mare ( cu valori maxime de 80% in corespondenta cu FR=0.17)decat cresterea puterii axului intern ( care este 35-45% pentru toate cazurile , cu exceptia unei cresteri false mai joase pentru una dintre cele doua manevre manevre in corespondenta cu viteza mai joasa joasa analizata). In cazul unui ax extern la o viteza mai mare, cresterea puterii este mai mica din cauza limitelor introduse de catre automatizare de vreme ce maximul permis de puterea motorului este atins; in particular automatizarea se manifesta printr-o reducere a ritmului paletei elicei. Cresterea valorilor puterii calculate pentru prezenta nava( pentru manevre unde automatizarea nu este activa) sunt comparate cu altele anterioare si raportate in urmatoarele figuri 12 si 13, 13, care sunt aceleasi aceleasi cu figurile 1 si 2, 2, dar cu adaugarea noilor date.
Dupa cum se vede, rezultatele prezente sunt in general in aceleasi limite deja gasite in [1], in special pentru unghiurile intermediare ale carmei luate in considerare, in timp ce pentru unghiul cel mai mare al carmei (35 ⁰) cresterea
puterii in acest caz este mai mica. Ca un al doilea pas, rezultatele testelor experimentale au fost utilizate pentru a calcula valorile Δw pentru axul intern si extern, folosind procedura descrisa in paragrafele anterioare. In particular, pentru a lua in considerare ca puterea inregistrata la cele doua axe nu este perfect simetrica( atat in faza de inceput cu o traiectorie rectilinie cat si in timpul manevrelor)valorile Δw au fost calculate luand in considerare puterea, viteza si rotatiile pe minut in faza rectilineara si in timpul manevrelor la babord si tribord. In urmatorul tabel 5 si in figurile14 si 15, sunt raportate diferitele valori ale Δw in corespondenta cu diferitele valori ale unghiului carmei si viteza navei evaluate adoptand acesta strategie:
'
FR=0.17 лW
int
FR=0.31 West
лИ іпн
OWest
35
-0.254
0.189
-0.34 0.13
25
-0.213
0.105
-0.28 0.08
15
-0.076
0.042
-0.107 0.027
0
0
0
0
0
Tab. 5: Values of wake fraction variation — Ship 6
De asemenea, valorile calculate pentru a sasea nava cad in limitele deja aflate in
[1]. Din nefericire, dupa cum s-a mai aratat deja, nu a fost posibil pana acum sa se gaseasca un numitor comun pentru toate navele si valorile variatiei fractiei siajului prezinta o diferenta semnificativa de la nava la nava, astfel obligand la analiza datelor experimentale pentru a construi un simulator care sa se comporte corect. Acest fapt scoat in relief dificultatea de a prezice acest comportament particular a vapoarelor cu doua elice insurubate in timpul manevrelor, si nevoia de a intelege mai bine modelul complex si variabil al alunecarii in preajma celor doua elice si si relatia acesteia cu forma pupei. In particular, principalele motive pentru aceste diferente sunt unghiurile diferite de deriva pe care fiecare nava le atinge in timpul manevrei si posibilul efect al variatiei vitezelor tangentiale diferite. Amandoua aceste fenomene sunt implicit incluse in valorile Δw, astfel generand o oarecare diferenta. Trebuie sa subliniem cu toate acestea ca principalul scop al acestei lucrari este de a testa daca simulatorul modificat este capabil sa reduca comportamentul inregistrat in timpul manevrelor experimentale pentru anumite nave; dupa cum am observat deja in [1], de fapt, daca o nava difera considerabil trebuie sa fie supusa unei simulari, date din teste ale modelelor pot fi utilizate, daca este adoptata o scara a factorilor corespunzatoare. 4. REZULTATELE SIMULARILOR In urmatorul paragraf 4.1., sunt raportate r aportate rezultatele obtinute inserand valorile raportate antecedent in simulatorul modificat si reproducand manevrele de intoarcere in cerc si ZigZag. Aceste rezultate sunt comparate cu cele experimentale pentru validarea modelului. In paragraful 4.2. simulatorul insusi este folosit pentru a analiza gama larga de manevre si pentru a investiga i nvestiga posibilul comportament al motorului. 4.1. COMPARAREA REZULTATELOR EXPERIMENTALE SI A REZULTATELOR SIMULARII In urmatoarele figuri 16-19,sunt comparate cresterile de putere stabilizate ale axurilor intern si extern, iregistrate in timpul manevrelor simulate de intoarcere in cerc la Fn=0.17 si la Fn=0.31 cu rezultatele de la incercarile pe mare. In particular,sunt raportate impreuna datele experimentale ale manevrelor din babord si tribord cu valorile medii in timp ce pentru simulator este raportata o singura curba datorita simetriei sale implicite. Se poate vedea ca simulatorul permite o reproducere destul de buna a comportamentului calitativ inregistrat in timpul incercarilor pe mare. Luand in considerare in particular manevrele la cea mai mare viteza, este iregistratata o mica supraestimare in ceea ce priveste axul intern in corespondenta cu unghiurile joase si o mica subestimare in corespondenta cu unghiurile inalte, in timp ce puterea axului extern este subestimata pe intreaga gama.
Trebuie sa notam, cu toate acestea, ca diferentele sunt foarte joase ( fiind de mai putin de 10%) si cele mai importante fenomene sunt surprinse, cu o crestere a puterii aproape lineare pentru axul intern si efectul de automatizare clar vizibil pentru axul extern. Considerand manevrele la viteza joasa, comportarea calitativa este din nou reprodusa, chiar daca pentru puterea axului extern in corespondenta in corespondenta cu unghiurile joase se experimenteaza o eroare mai mare ( aproape 15%). Pentru a avea o mai buna intelegere a comportamentului simulatorului au fost analizati cei mai importanti parametri din istoria acestui simulator; ca exemplu, in urmatoarele figuri 20-22 puterea externa si interna si viteza vaporului sunt raportate pentru manevra de intoarcere in cerc in corespondenta cu viteza cea mai joasa a navei si cel mai mare unghi al carmei.
100 80 60 40
Se poate vedea ca valorile inregistrate in timp sunt din nou foarte reproduse atat 0 pentru cresterile de putere si viteza vaporului. In urmatoarele figuri 23 si 24, sunt time [s] raportate mariri ale valorilor P/N³ in locul valorilor de putere absolute, pentru a lua in considerare posibilul comportament diferit in ceea ce priveste revolutiile elicelor in tmpul diferitelor manevre si simulari. ZD
0
-20
-40
Fig. 23: Simulation results vs experimental data;Turning circle — P/N 3 — External shaft — Fa =0.17 - X35°
Se poate vedea ca adoptarea acestei reprezentari alternative permite comasarea datelor pentru axul intern, aratand din nou o farte bune corespondenta intre rezultatele simulate si cele experimentale. Mia mult, aceasta reprezentare permite deasemenea imbunatatirea rezultatelor in ceea ce priveste temporizarea maririi puterii pentru axul extern. Singura problema care ramane este legata de reducerea initiala de putere a axului intern ( limitat oricum la aproape 15%), care este probabil legat de o introducere prea rapida a valorii Δw. Din acest punct de vedere, deci, presupunerea unei linearitati intre Δw si β ar trebui mai mult analizata, in timp ce pare corecta pentru axul extern. Rezultate similare au fost obtinute pentru alte manevre de intoarcere in cerc, chiar dece nu sunt prezentate in aceasta lucrare de dragul simplicitatii. O comparatie finala a fost facuta luand in cosiderare de asemenea si traiectoriile obtinute folosind simulatorul; in particular, in urmatoarea figura 25 sunt raportate traiectoriile experimentale si simulate ale intoarcerii in cerc in corespondenta cu cel mai mare unghi al carmei si cea mai mica viteza a navei. De asemenea, din acest punct de vedere, s-a obtinut o corespondenta buna intre
simulari si experimente. Pentru a analiza comportamentul simulatorului in corespondenta cu manevrele diferite de cele folosite pentru calibrare, au fost considerate doua manevre manevre in ZigZag. In particular, au fost simulate manevre in ZigZag 20⁰/20⁰ in corespondenta cu cele doua viteze analizate. In urmatoarele figuri 26-27 si 28-29 sunt raportate P/N³ si istoria de viteza a navei, respectiv pentru viteze mai mari sau mai mici. Ca exemplu, mai mult, in urmatoarea figura 30 se raporteaza directia tipica de mers a navei versus istoria in timp a unghiului carmei. Se poate vedea ca in corespondenta cu manevra in ZigZag s- descoperit o buna corelare, subliniind capacitatea simulatorului sa analizeze manevre diferite de cele folosite pentru calibrare. Inca o data, se experimenteaza problema reducerii initiale a puterii in axul intern, in timp ce presupunerea de linearitate Δw-βpare sa lase loc unei bune inregistrari a istoriei in timp a puterii axului in partea ramasa a manevrei, subliniind capacitatea simulatorului de a reproduce manevre cu mari tranzitii cum ar fi manevrele in ZigZag . In particular, maririle cele mai mari ale valorilor sunt foarte bine surprinse pentru amandoua manevrele in timp ce sunt prezise usoare nefondari. In ceea ce priveste parametrii de manevra, reducera de viteza a navei este bine capturataca o medie, chiar daca o anumita diferenta pare sa existe, cu oscilatiile corecte de viteza, la de doua ori frecventa carmei pentru simulator si la oscilatii ale vitezei mai joase pentru experimente; e xperimente; aceasta diferenta este probabil datorata comportamentului motorului la scara normala. Unghiurile de depasire sunt foarte bine surprinse si se experimenteaza o perioada de scurta supraestimare ( de aproape a proape 15%). 4.2 ANALIZA COMPORTAMENTULUI MOTORULUI Dupa validarea modelului matematic adoptat in simulator, s-a efectuat o serie de manevre sofisticate pentru a analiza comportamentul motorului in corespondenta cu diferite conditii. In particular au fost simulate manevrele de intoarcere in cerc in corespondenta cu unghiul maxim al carmei la diferite viteze, de vreme ce acestea sunt conditiile in care se experimenteaza maririle maxime de putere ale axului. In urmatoarele figuri 31 si 32 sunt raportate rezultatele maririi cuplului si al puterii la diferite viteze. In particular sunt reperezentate doua curbe diferite, una, cea reprezentata printr-o linie continua, se refera la posibila functionare cu un singur motor pe ax pana la FR=0.25 si doua motoare principale pentru viteze mai mari ( indicat ca Modul 1), in timp ce linia punctata se refera la functionarea cu amandoua motoarele principale la toate vitezele. In primul caz, automatizarea actioneaza in corespondenta cu cele doua limite de viteza, i.e. cele intermediare pentru care viteza ingaduita a motorul principal este saturata si cele maxime pentru care puterea admisa a doua motoare principale este saturata. In cel de-al doilea caz bineinteles, automatizarea intra in calcul numai la cele mai mari viteze. In amandoua cazurile, deci, cele doua axe separate, sunt controlate de catre automatizare ceea ce liteaza cresterea puterii cand puterea motoarelor principale este saturata, in timp ce atunci cand motoarele principale nu sunt saturate, cresterea de putere la diferite viteze este aproape constanta ( aproape 75-80% pentru cele externe si 20-35% p[entru cele interne). In urmatorul paragraf, sunt raportate niste refletii asupra posibilelor diferente de
comportament in corespondenta cu diferite configuratii ale motorului. Trebuie sa mentionam, ca automatizarea se comporta printr-o reducere a unghiului palei elicei ( vezi exemplul in Figura 33) cer corespunde cu comportamentul din timpul incercarilor pe mare. 4.3. MAI MULTE OBSERVATII Dupa cum s-a prezentat in paragraful 4.1. s-a dezvoltat un model matematic care permite aproximarea satisfacatoare al comportamentului real al unui motor incluzand un sistem de automatizare si a fost testat cu succes in comparatie cu diferite date experimentale. Mai mult, diferite posibile manevre au fost simulate pentru aceeasi nava, pentru a analiza comportamentul ei si rezultatele confirma ca motorul poate limita maririle de putere in diferite configuratii de propulsie( i.e. un motor principal pe ax sau doua motoare principale pe ax) in corespondenta cu un sistem de propulsie cu axe complet separate. Se crede ca un astfel de model ar putea fi de mare ajutor in simularea comportamentul motorului in corespondenta cu o configuratie diferita cu axe cuplate la motoarele principale cu ajutorul unei singure cutii de viteze ( ca in figura 1). Intr-un astfel de caz, se pot experimenta mariri semnificative de putere si de cuplu de catre axe daca nu sunt controlate adecvat, si cutia de viteze in sine poate experimenta debalansari semnificative pe cele doua axe cu posibile fluctuatii si sarcini fluctuante. Ca exemplu, presupunand ca automatizarea controleaza numai parametrii motoarelor principalesi considerand cresterea de putere de 80% pentru axul extern si de 20% pentru axul intern, valorile cresterii de putere pentru ce le doua axe pot fi estimate, In particular, in corespondenta cu viteza unei nave la care este atinsa viteza maxima la cele doua motoare principale in timpul manevrelor, axele interne si externe ar experimenta o putere totala cu 20% mai mare si 20% mai mica decat maximul in timpul unei traiectorii rectilinii la 100% putere, astfel rezultand intr-o considerabila supraincarcare a axului si in diferenta de aproape 50% intre cuplurile nebalansate. Ca o consecinta, nevoia de control direct al cuplului pe cele doua axe este evidenta impreuna cu o reglare a automatizarii pentru a evita problemele la axul insusi care nu sunt controlabile numai la nivelul motoarelor principale. In ceea ce priveste puterea maxima (sau cuplul)pe axe poate fi redusa in timpul manevrelor cu ajutorul reducerii unghiului lamei elicei ( daca CCp sunt echipate)sau ale miscarii de revolutie a elicei (atat pentr CCP cat si pentru FPP). Trebuie sa subliniem ca probabil o reducere a miscarii de revolutie a elicelor e licelor este mai putin rapida decat o reducere a tempoului, si acest lucru trebuie luat in considerare cu mare atentie. Mai mult, in ceea ce priveste debalansarea cuplului cuplului pe cele doua axe ale cutiei de viteze, trebuie sa aratam ca in cazul automatizarii CCP se pot decupla cele doua axe cu ajutorul diferitelor unghiuri ale paleleor elicei, in timp ce in cazul FPP posibila reducere a revolutiilor revolutiilor elicei nu poate poate reduce dezechilibrele ci numai valorile absolute ale cuplurilor. Din acest punct de vedere se crede ca o simulare completa a sistemelor de
propulsie, incluzand de asemenea si un model matematic detaliat al cutiei de viteza si al controlului automat este necesar pentru a simula diferitele scenarii pe care nava le poate intalni in timpul operarii si evaluarea corecta a contramasurilor pentru a evita posibila probleme si deficiente. 5.CONCLUZII In aceasta lucrare s-a prezentat o abordare a simularii capabile sa reprezinte dinamica propulsiei unei nave nave catamaran cu un motor luand in considerare dezechilibrele semnificative care pot fi generate in corespondenta cu conditiile de manevra. Modelul numeric dezvoltat dezvoltat include manevrabilitatea manevrabilitatea navei, luand in considerare efectle manevrelor pe incarcatura axelor si dinamica comportamentului motoarelor principale, ale axelor, elicelor si sistemul de control al propulsiei. Rezultatele numerice obtinute au fost comparate cu masuratorile la scara normala pentru a valida abordarea cu rezultate satisfacatoare. Se crede ca aceasta metoda in ciuda unor prezentari simplificate poate fi folosita ca unealta pentru designerul sistemului de control pentru navele catamaran cu linii de ax cuplate (vezi figura 1), care pot experimenta suprasarcini sau forte nebalansate la reductor daca fenomenul descris nu este bine luat in considerare. Urmatorul pas de care este nevoie, pentru a castiga o alta perspectiva asupra acestei probleme consista in intr-un model complet a motorului unei nave cu axe cuplate, pastrand o atentie particulara conexiunii incrucisate ale cutiei de viteza si asupra optimizarii strategiei sistemului de automatizare cu toate controalele necesare pentru a preveni posibile probleme. Mai mult,trebuie considerate o analiza ulterioara si o comparatie intre testele model si incercarile la scara normala ne-ar permite sa avem o mai buna intelegere ale efectelor de la scara existenta, permitand sa avem predictii pe care ne putem baza ale dezechilibrelor axelor daca navele difera semnificativ de cele deja analizate.
BIBLIOGRAFIE
1. VIVIANI, M., PODENZANA BONVINO, C.,MAURO, S., CERRUTI, M., GUADALUPI, D.,MENNA, A., “Analysis of Asymmetrical Shaft PowerIncrease During Tight Manoeuvres”, 9th International Conference on Fast Sea Transportation (FAST2007),Shanghai, China, 2007 2. CASSELLA, P., ‘Performance of a Screw Propeller in Non Axial Flow’, Tecnica Italiana, 1971 3. CASSELLA, P., ‘On the Propeller in Yaw: a Comparison between some Results obtained from the Equivalent Section theory and the Experimental Ones’, Tecnica Italiana, 1971 4. LONGO, J. & STERN, F., ‘Effects of drift angle onmodel ship flow’, Experiments in Fluids 32, 2002
5. LONGO, J., YOON, H. S., TODA, Y. & STERN, F.,‘Phase–Averaged 3D PIV/Wave Elevations and Force / Moment Measurements for Surface Combatant in PMM Maneuvers’, Proceedings 26th Symposium on Naval Hydrodynamics, 2006 6. ALTOSOLE, M., FIGARI, M., D’ARCO, S., ‘Design and Optimisation of Propulsion Systems by Dynamic Numerical Simulation’, Proceedings NAV 2003, Palermo, Italy, 2003 7. BENVENUTO, G., BRIZZOLARA, S., FIGARI, M., ‘Simulation Of The Propulsion System Behaviour During Ship Standard Manoeuvres’, Proceedings PRADS, 2001 8. BENVENUTO, G., BRIZZOLARA, S., CARRERA, G., ‘Ship Propulsion Numerical Simulator: Validation of the Manoeuvrability Module’, Proceedings NAV 2003, Palermo, Italy, 2003 9. ALTOSOLE, M., BAGNASCO, A., BENVENUTO, G., CAMPORA, U., FIGARI, M., D’ARCO, S., GIULIANO, M., GIUFFRA, V., SPADONI, A., MICHETTI, S., RATTO, A., ZANICHELLI, A., ‘Real Time Simulation of the Propulsion Plant DynamicBehaviour of the Aircraft Carrier Cavour’, Proceedings INEC 2008, Hamburg, Germany, 2008
