ACADEMIA NAVALA „MIRCEA CEL BATRAN” FACULTATEA DE INGINERIE MARINA SISTEME ELECTROMECANICE NAVALE
PROIECT DSP PROIECTAREA INSTALATIEI DE PROPULSIE
INDRUMATOR Cdor.Prof. DR. ING. POPA IONEL 2015-2016
MASTERAND MOCANITA CRISTIAN
1. DATE GENERALE DESPRE NAVĂ Nava prezentată în acest proiect este una de tip tanc petrolier, construită pentru a transporta produse petroliere sau chimice, la cererea armatorului sau charterului.
Fig. 1.1 Nava tank – 35000 Dwt
Caracteristicile principale sunt prezentate în tabelul următor: Tabelul 1.1 Caracteristici principale ale navei
Denumire
Valoare
U.M.
Lungime
189
[m]
Lăţime
30
[m]
Înălţime de construcţie
16,8
[m]
Pescaj
11
[m]
Lungime între perpendiculare
182
[m]
Capacitate deadweight
35000
[t]
Propulsia navei este asigurată de un motor marca SULZER 6RTA 52 U, motor în doi
timpi ce dezvoltă o putere efectivă de 9000 KW (12240 CP) la o rotaţie a arborelui cotit de 130 min-1. Consumul motorului principal pe zi este de aproximativ 38 tone, asigurând o autonomie a navei de circa 10300 mile nautice. Nava este deservită de un număr de 26 membri de echipaj, iar la trecerile prin zone de risc ridicat (canal Suez) aceasta mai poate oferi un confort pentru încă 6 membri, deci în total 32 persoane. Dublul fund este împărţit în şase perechi de tancuri de balast împreună cu tancurile de apă tehnică pentru spălat tancurile de marfă.
Fig. 1.2 Vedere din travers şi în secţiune a navei
Capacităţile de 100% a tancurilor de la bordul navei sunt prezentate mai jos:
Tancuri de marfă (inclusiv cele de slop) - 43200 m3
Tancuri de balast – 17018 m3
Tancuri de apă pentru spălare – 1119 m3
Tancuri combustibil greu – 1266 m3
Tancuri motorină – 191 m3
Tancuri apă dulce – 175 m3
Tancuri ulei de ungere – 133 m3 Echipamentul ce produce energie electrică la bordul navei este compus din 3 seturi
diesel generatoare auxiliare, marca MAN B&W cu o putere efectivă de 1280 kW fiecare, şi un diesel generator de avarie cu o putere de 217 kW. Instalaţia de descărcare a mărfii este compusă din pompe centrifugale imersate în fiecare tanc de marfă, acţionate hidraulic, cu tubulaturi separate pentru fiecare pereche de tancuri (tribord+babord). Energia hidr aulică este realizată cu ajutorul unor Power Pack -uri cu o putere de 450 kW fiecare, iar rata de descărcare este prezentată în tabelul de mai jos:
Tabelul 1.2 Debitele pompelor de descărcare
Destinaţia pompei
Rata de descărcare
Pompa tancuri de marfă
12x500 m3/h
Pompa tancuri slop
2x200 m3/h
Pompa tancuri de recuperare
1x200 m3/h
Pompa portabilă
1x150 m3/h
Instalaţia de încălzire a mărfii este pe bază de ulei, şi cuprinde 2 unităţi de încălzire a uleiului cu o putere maximă de 5000 kW fiecare. Acestei instalaţii îi mai este prevăzut şi un economizor cu o putere de 850 kW.
2. CALCULUL REZISTEN ŢEI LA ÎNAINTARE
Rezistenţa la înaintare calculată prin metoda seriilor japoneze este folosit ă foarte des fiind bazată pe încercări în bazine hidrodinamice. Bazinele hidrodinamice japoneze au efectuat încercări cu modele de nave, ce erau caracterizate de forme pline, viteze relativ reduse, cu coeficient bloc ridicat . Încercările s-au făcut în următoarele
condiţii:
-
caracteristicile geometrice ale modelelor testate au fost: = 0,77… 0,84;
⁄ = 6,2 … 7.6; ⁄ = 2,46… 2,76;
-
rezistenţa principală , la înaintarea modelului încercat, a fost determinată
pentru = 0,14; 0,16; 0,17; 0,18; 0,19; 0,20;0,21; 0,22.
-
rezistenţa de presiune , a modelului, s- a determinat cu relaţia:
=
(2.1)
în care a fost calculată cu relația:
=
(2.2)
unde pentru s-a utilizat formula lui Schoenherr.
-
coeficientul rezistenţei de presiune s -a calculat cu formula: =
(2.3)
⁄
- testările au fost efectuate pentru trei situaţii de navigaţie şi anume: la plină încărcare, la jumătate
încărcare şi în balast.
2.1
Calculul rezistenței la înaintare principale, prin metoda seriei j aponeze.
Date inițiale pentru calculul rezistenței la înaintare:
-
Lungimea navei
= 189 ;
-
Lățimea navei
= 30 ;
-
Pescajul navei
= 11 ;
-
Raportul dintre lungime și lățime
⁄ = 6,3 ;
-
Raportul dintre lățime și pescaj
⁄ = 2,72 ;
-
Volumul și coeficientul de finețe al carenei
-
Aria suprafeței udate
-
Coeficientul adițional de rugozitate
-
Densitatea și v î scozitatea cinematică a apei
= 34146,34 ; = 0,8;
= 1.81 ∙ ∙ + ⁄ = 6867,8 ; = 0,0004 = 1,025 ⁄ ;
=
0,1972 ∙ 10− ⁄
-
Viteza navei
′ = 15 ; = 7,71 ⁄;
Rezistența la înaintare principală a navei va fi calculată pentru cinci viteze. = 9 ; = 11 ; = 13 ; = 15 ; = 17 ; Vitezele exprimate în m/s sunt:
= 4,62 ⁄ ; = 5,65 ⁄ ; = 6,68 ⁄ ; = 7,71 ⁄ ; = 8,73 ⁄.
Numărul lui Reynolds, se va calcula cu formula: =
∙
(2.4)
și se va obține: = 4,4 ∙ 10 ; = 5,4 ∙ 10 ; = 6,4 ∗ 10 ; = 7,4 ∙ 10 ; = 8,3 ∙ 10 .
Coeficientul rezistenței de frecare a plăcii netede echivalente se determină în funcție de numă rul Reynolds cu următoarea formulă și se va obține valorile acestuia pentru cele cinci viteze:
, . )
= (log
(2.5)
= 1,698 ∙ 10− ; = 1,654 ∙ 10− ; = 1,619 ∙ 10− ; = 1,598 ∙ 10− ; = 1,567 ∙ 10− ;
Coeficientul rezistenței de frecare a navei se calculează cu relația: = +
(2.6)
a) Calculul rezistenței de frecare
Pentru calculul rezistenței de frecare se utilizează relația generală: =
∙
∙
(2.7)
în care se introduce valoarea coeficientului dat de relația (2.6) și aria suprafeței udate a carenei din
datele inițiale. b) Determinarea rezistenței de presiune
Coeficientul rezistenței de presiune se determină astfel:
-
Cunoscând valorile , , , corespunzătoare navei, se aleg din
diagramele potrivite se determina ′ ,′′ pentru ⁄ = 2,46: 2,76;
-
Se calculează diferența dintre coeficienții ′′ și ′ = ′′ ′
-
Se determină coeficientul rezistenței de presiune corectat, pentru ⁄ al
navei, utilizând în acest scop relația: = ′ +
⁄−, ,
(2.8)
Rezistența de presiune se calculează cu formula: = ⁄ c)
(2.9)
Calculul rezistenței la înaintare principale
Se utilizează relația (2.10), în care și au valorile calculate la punctele a, b din acest paragraf. = +
(2.10)
Caracteristicile diagramelor, prezentate în paragraful de față sugerează că metoda seriei japoneze de determinare a rezi stenței la înaintare principale, se poate aplica navelor mari cu forme pline și lente. Tabelul 2.1- Calculul rezistenței la înaintare principale
Viteza navei Coeficientul rezisţentei de frecare a navei
Nd
I
II
III
IV
V
9
11
13
15
17
0,001738
0,001694
0,001659
0,001629
0,001607
Rezistența de frecare
kN
130,55
190,31
260,53
340,8
431,04
Rezistența de presiune
kN
120,34
179,98
251,59
335,16
429,71
Rezistenta la înaintare principală
kN
250,89
370,29
512,12
675,96
860,75
2.2
Calculul rezistenței la înaintare suplimentare
De regula, cele mai multe dintre nave sunt prevăzute cu o serie de apendici, amplasați în afara
suprafeței udate care abat liniile de curent de la direcția lor obișnuită, modificând spectrul hidrodinamic din jurul corpului. De asemenea, 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 atât în atmosfera calmă, cât mai ales în condiții de vânt, modificarea rezistenței la înaintare. Factorii descriși mai înainte, conduc la apariția rezistenței la înaintare suplimentare (secundare).
Rezistenţa la înaintare suplimentară, , reprezintă o fracțiune din rezistența la înaintare totală și este determinată de interacțiunea dintre apă și apendici, de interacțiunea valurilor mării respectiv a aerului atmosferic asupra corpului navei, la deplasarea acesteia cu o anumită viteză. Pe baza acestei afirmații se poate scrie: = + +
(2.11)
unde:
-
reprezintă rezistența la înaintare datorată apendicilor;
-
reprezintă rezistența la înaintare datorată valuriilor mării;
-
reprezintă rezistența la înaintare datorată aerului.
2.2.1 Rezistența la înaintare datorată apendicilor Apendicii sunt elemente constructive situate sub planul plutirii și care ies în afara suprafeței udate a corpului navei.
În faza iniţială de proiectare, neavând date suficiente referitoare la dimensiunile, formele geometrice și amplasarea apendicilor pe suprafața udată, rezistența la înaintare totală a acestora se determină cu relația: =
∙
unde:
-
S – suprafața udată a carenei în [m2];
-
ρ – densitatea apei în [kg/m3];
-
v – viteza navei în [m/s];
∙ []
(2.12)
-
- coeficientul rezistenței apendicilor. Se alege în funcție de tipul navei și are valoarea: Tabelul 2.2 – Valorile coeficientului rezistenței apendicilor
Nr. Crt.
Tipul navei
1
Nave maritime cu o elice și apendicii corect proiectați
(0.05 … 0.15) ∙ 10−
2
Nave maritime cu două elice și apendicii corect proiectați
(0.20 … 0.30) ∙ 10−
3
Nave maritime cu apendicii mari, incorect proiectați
(0.50 … 0.80) ∙ 10−
4
Nave fluviale cu o elice
0,1 ∙ 10−
5
Nave fluviale cu două elice
(0.15 … 0,20) ∙ 10−
Se consideră: = 0,15 ∙ 10−
2.2.2
Rezistența la înaintare generată de valurile mării
În majoritatea cazurilor, apariția și menținerea stării de agitație a mării se datorează vântului. Cadrul natural nu oferă posibilitatea separării rezistenței la înaintare generată de valurile mării de cea datorată aerului. Separarea celor două componente ale rezistenței la înaintare suplimentare se realizează în bazinele de încercări, unde valurile sunt create pe cale artificială. În faza inițială de proiectare, rezistența la înaintare generată de valurile mării se poate determina cu relația: =
∙
∙ []
(2.13)
Valoarea coeficientului se alege în funcție de gradul de agitație al mării și este: Tabelul 2.3 – Valorile coeficientului rezistenței valurilor mării
Gradul de agitație al mării după Beaufort
1…2 3…4 5…6
(0,1 … 0,2) ∙ 10− (0,3…0,4) ∙ 10− (0,5…0,6) ∙ 10−
Se consideră = 0,0003 .
2.2.3 Rezistența la înaintare datorată aerului Rezistența la înaintare datorată aerului se manifestă atât pe timpul navigației într -o atmosferă calmă, cât mai ales în condiți i de vânt. În ipoteza unei atmosfere calme, rezistența la înaintare datorată aerului este mică. Aceasta reduce viteza navelor cu aproximativ (0,2 … 0.3) Nd.
Pentru aprecierea rezistenței la înaintare datorată aerului, în faza inițială de proiectare, se recomandă formula aproximativă: = ∙ []
(2.14)
unde:
-
R – reprezintă rezistența la înaintare principală exprimată în [kN];
-
- un coeficient adimensional.
Valoarea coeficientului , corespunzătoare vântului de forța 6 pe scara Beaufort se alege din
tabele în funcție de tipul navei și este: Tabelul 2.4 – Valorile coeficientului adimensional
Nr. crt.
Tipul navei
Tancuri petroliere
0,01 … 0,03 0,01 … 0,02 0,03 … 0,07 0,02 … 0,03
1 2 3
Nave pentru transportul mărfurilor generale
4
Nave militare
Nave pentru transportul cherestelei
Rezultă = 0,03.
Rezultatele calculului rezistenței la înaintare suplimentare sunt centralizate în tabelul de mai jos. Tabelul 2.5 – Calculul rezistenței la înaintare suplimentară Viteza navei
Nd
9
11
13
15
17
Rezistenţa la înaintare datorată apendicilor
kN
11.26
16.25
23.55
31.22
40.23
Rezistenţa la înaintare generată de valurile mării
kN
22.53
33.7
47.11
62.76
80.46
kN
7.59
11.1
15.36
20.27
25.82
kN
105,103
121,02
138,365
157,352
181,173
Rezistenţa la înaintare datorată aerului Rezistenţa la î naintare suplimentară
2.3
Determinarea rezistenței la înaintare totale și puterea instalației de
propulsie a navei Rezistența la înaintare totală a navei se determină cu relația: = + []
(2.15)
unde :
-
R – reprezintă rezistența la înaintare principală în [kN];
-
– reprezintă rezistența la înaintare suplimentară [kN].
Deplasarea navei prin apă, cu o anumită viteză constantă, se realizează cu ajutorul instalației de propulsie care, prin forța ce o dezvoltă, trebuie sa învingă rezistența la înaintare totală. Fiecărui element principal, din lanțul cinematic al instalației de propulsie, îi va corespunde o anumită putere.
2.3.1 Puterea de remorcare Este produsă de elice și are relația de definiție: = []
(2.16)
sau:
= 1,36 ∙ []
(2.17)
unde:
-
– este rezistența la înaintare totală în [kN];
-
– viteza navei în [m/s];
2.3.2 Puterea la elice Se calculează cu una din relațiile de mai j os: = / []
(2.18)
= 1,36 ∙ / []
(2.19)
sau:
unde:
-
reprezintă randamentul discului elicei sau propulsiv și are valori cuprinse între
(0,3…0,7). Se adoptă = 0,7.
2.3.3 Puterea la axul port-elice Se calculează cu una din formulele: = / []
(2.18)
sau:
= 1,36 ∙ / []
(2.19)
unde:
-
– reprezintă randamentul liniei axiale. Acesta are valori cuprinse între = (0,96 … 0,98).
Se adoptă = 0,98.
2.3.4 Puterea efectivă la flanșa mașinii principale Randamentul dispozitivului de inversare al sensului de rotație și reducere a turației este: = ⁄
(2.20)
unde: - - reprezintă puterea primită de la dispozitivul de inversare al sensului de rotație s i reducerea turației, de la flanșa mașinii principale.
În funcție de rezistența totală la înaintare se poate calcula puterea efectivă la flanșa mașinii principale: = / []
(2.21)
= 1,36 ∙ / []
(2.22)
sau:
Randamentul de inversare al sensului de rotație are valori cuprinse între (0,94…0,98). Se adoptă = 0,98.
=
2.3.5 Puterea indicată a mașinii principale Randamentul mecanic al mașinii principale este: = ⁄
(2.23)
unde: - - reprezin tă puterea indicată a mașinii principale.
În funcție de rezistența totală la înaintare se poate calcula puterea indicată: = / []
(2.24)
= 1,36 ∙ / []
(2.25)
sau:
Randamentul mecanic are valori cuprinse între: = (0,75…0,95). Se adoptă = 0,95.
Rezultatele calculului efectuat pentru puterea de remorcare și rezistența totală la înaintare sunt centralizate în tabelul de mai jos. Tabelul 2.6 – Calculul rezistenței la înaintare totale și puterii de remorcare Viteza navei
Nd
9
11
13
15
17
Rezistența totală la înaintare
kN
292.27
431.94
598.14
790.21
1007.26
kW
1350.28
2440
3995
6092
8793
Puterea de remorcare a navei
Puterea la elice
kW
1928
3485
5707
8702
12561
kW
1967
3556
5823
8879
12871
kW
2007
3628
5941
9060
13113
kW
2112
3818
6253
9536
13803
Puterea la axul port-elice
Puterea efectivă la flanșa mașinii principale Puterea indicată a mașinii principale
3. CALCULUL INSTALAŢIEI DE PROPULSIE 3.1. Alegerea motorului de propulsie Din cele care au fost calculate în capitolul precedent se poate calcula puterea de remorcaj dată de relaţia: P E P E
R v
9000 [kW]
După determinarea puterii de remorcaj se determină coeficientul curentului favorabil, cu ajutorul formulei empirice a lui Taylor: w2
C
0,5 C 0,16
V
L B T
Prin rezolvarea celor două relaţii se determină coeficientul curentului favorabil care are valoarea w 0,13. Cu ajutorul acestei valori putem trece la determinarea coeficientului de aspiraţie cu ajutorul formulei: t 2 0.25 w2 0,14 0.1725 . 1
Forţa normală de împingere, T, precum şi calculul vitezei axiale a elicei relativ la apă se calculează cu relaţiile: T
T u 1 t v p
173,771 1 0.1725 v
(1
w)
210.84 [kN]
6,7164
Diametrul elicei rezultă din condiţiile de dispunere pe navă: D2
1.45 5,1
7.4 m
Înaintarea relativă se determină cu ajutorul relaţiei
p
2
v p
D
0,41
care conduce la determinarea randamentului elicei cu ajutorul figurii de mai jos
e
0.43
Fig.3.1 Determinarea randamentului elicei Se calculează randamentul propulsiei cu ajutorul relaţiei p
e
1
t
1
w
i=
0.426
Cu ajutorul acestei valori se determină puterea la axul elicei P D
P E
2983,06 kW
p
Considerând că valoarea randamentului pentru linia axială este determină puterea necesară la axul motorului de antrenare P m
P D
ax
0,97
şi se
3457,5 [kW] = 4350,28 CP
ax
În funcţie de această valoare obţinută se alege motorul de antrenare din catalog, astfel motorul ales fiind SULZER 6RTA 52 U cu următoarele caracteristici: - numărul cilindrilor
8
- diametrul cilindrului
500 mm
- cursa pistonului
1540 mm
- puterea pe cilindru
1500 CP/cil
- turaţia
120 rot/min
17.27 kg/cm2
- presiunea medie
3.2 Calculul liniei de arbori Calculul arborelui intermediar
În acest subcapitol al proiectului se determină dimensiunile minime ale diametrelor arborilor, fără a lua în consideraţie adaosurile pentru strunjirea ulterioară în perioada de exploatare. În această primă parte a calculului se presupune că tensiunile suplimentare produse de vibraţii nu vor depăşi valor ile minime admisibile. Diametrul arborelui intermediar din nu trebuie să fie mai mic decât cel determinat cu următoarea formulă: d in
F K
3,9
3
P 1
n A
B
300.3 [mm],
în care: P = 3457,5 - puterea de calcul la arborele intermediar în [kW]; n = 7.16 - turaţia de calcul a arborelui intermediar în [rot/s]; A = 1 - coeficient care ţine seama de orificiul axial din arbore şi care, pentru arborele intermediar este 1 ceea ce impune ca raportul dintre diametrul real al orificiului axial şi diametrul real al arborelui să fie maxim 0,4; B - coeficient care ia în considerare materialul din care este confecţionat arborele, OL 50, şi se calculează cu formula: B
560 Rm
160
0,61
în care R m este rezistenţa de rupere a materialului arborelui şi are valoarea R m = 750 [N/mm ]; 2
F - coeficient ce ţine scama de tipul instalaţiei principale de propulsie şi are valoarea 100 pentru instalaţii de propulsie cu motoarele diesel; K = 1,1 - coeficient ce ţine seama de tipul constructiv al arborelui intermediar. Am adoptat valorile: -
diametrul arborelui intermediar din = 300 [mm]; lungimea arborelui intermediar L = 6,5 [m].
3.3 Calculul arborelui port-elice Diametrul arborelui port-elice d pe nu trebuie să fie mai mic decât cel determinat cu următoarea formulă: d pe
F K
3,9
3
P 1
n A
B
342.4 [mm],
în care: P = 9000 - puterea de calcul la arborele port-elice în [kW]; n = 120 - turaţia de calcul a arborelui port-elice în [rot/s]; A = 1 - coeficient care ţine seama de orificiul axial din arbore şi care, pentru arborele port-elice este 1 ceea ce impune ca raportul dintre diametrul real al orificiului axial şi diametrul real al arborelui să fie maxim 0,4; B - coeficient care ia în considerare materialul din care este confecţionat arborele, OL 50, şi se calculează cu formula: B
560 Rm
160
0,61
în care R m este rezistenţa de rupere a materialului arborelui şi are valoarea R m = 750 [N/mm2]; F - coeficient ce ţine scama de tipul instalaţiei principale de propulsie şi are valoarea 100 pentru instalaţii de propulsie cu motoarele diesel; K = 1,173 - coeficient care ţine seama de tipul constructiv al arborelui port-elice şi este mărit cu 2% deoarece am adoptat soluţia unui arbore port-elice cu ungere cu apă fără bucşă de protecţie continuă. Am adoptat valorile: -
diametrul arborelui port-elice d pe = 185 [mm]; lungimea arborelui port-elice L = 5 [m]. Grosimea t a bucşei de protecţie din bronz al arborelui nu va fi mai mică decât cea determinată cu formula: t 0,03 d pe
7,5 [mm] ;
t 13,05
[mm].
Grosimea bucşei de protecţie între lagărele de protecţie poate fi micşorată până la 0,75 t .=9.8mm Se recomandă folosirea unor bucşe de protecţie continue pe toată lungimea arborelui. Bucşele de protecţie care sunt executate din părţi componente trebuie să fie îmbinate prin sudură sau alt procedeu aprobat de registrul de clasificaţie ce supraveghează construcţia navei. Îmbinările sudate cap la cap se recomandă să fie situate în afara porţiunii de lucru a bucşelor.
În cazul unor bucşe de protecţie discontinue partea arborelui dintre bucşele de protecţie trebuie să fie protejată contra acţiunii corozive a apei de mare printr -un procedeu aprobat în acest sens de registru.
3.4 Îmbinarea arborilor Îmbinarea arborilor se va face cu ajutorul flanşelor. Îmbinarea flanşelor se va face cu ajutorul buloanelor cilindrice calibrate. În cazuri justificate, numărul buloanelor cilindrice calibrate poate fi micşorat până la 50 % din numărul total, dar în nici un caz acest număr nu trebuie să fie sub 3. Posibilitatea utilizării îmbinărilor cu flanşe fără buloane calibrate formează în fiecare caz în parte obiectul unei examinări speciale din partea R.N.R. Diametrul dd, al buloanelor flanşelor de îmbinare a arborilor intermediari şi port-elice nu trebuie să fie mai mică decât cel determinai eu formula: 3
d d
0,65
d in
( Rma
160)
i D Rmb
32.247 [mm];
Adopt
d d
35 [mm],
în care: din
- diametrul arborelui intermediar = 270 [mm];
i
- numărul buloanelor de îmbinare = 10;
D
- diametrul cercului centrelor buloanelor de îmbinare = 350 [mm];
R ma
- rezistenţa de rupere a materialului arborelui [N/mm2];
R mb
- rezistenţa de rupere a materialului buloanelor [N/mm 2];
Iau în considerare, pentru rezistenţa la rupere a materialelor din care sunt confecţionate arborele şi buloanele, valorile R ma = R mb = 750 [N/mm2];
