www.tocilar.ro

Vizitati www.tocilar.ro ! Arhiva online cu diplome, cursuri si referate postate de utilizatori.

Proiectarea instalatiei de balast

DESCRIERE GENERALA

Clasificare

Nava i echipamentul livrate de constructor vor corespunde cu urmtoarele reguli i norme care sunt tiprite i valabile la data efectiv a contractului.

CLASA

Nava este un petrolier destinat transportului de diverse categorii de mrfuri (produse finite, iei, motorin) avnd un punct de inflamabilitate mai mic de 60 C i este construit sub supraveghere i n conformitate cu regulile RNR pentru clasa:

-Convenia Internaional pentru liniile de ncrcare 1966 cu amendamentele din 1971 i 1975;

-Convenia Internaional pentru msurare tonaj 1969;

-Convenia Internaional pentru ocrotirea vieii umane pe mare 1974,inclusiv Protocolul din 1978 i 1981;

-Convenia i regulile pentru prevenirea coliziunii pe mare 1972,inclusiv amendamentul din 1980;

-Convenia Internaional pentru prevenirea polurii de la nave 1973, TSPP 1978 i Protocolul 1981(RNR);

-Normele administraiei i pazei coastei SUA pentru navele strine 1981;

-Convenia Internaional pentru telecomunicaii 1979;

-Reguli pentru navigaie pe Canalul de Suez, 1081;

-Reguli pentru navigaie pe Canalul Panama, 1977;

-Convenia Conferinei Internaionale a muncii privind amenajrile pentru echipaj la bordul navelor, Geneva, 1949;

-Reguli pentru navigaia pe Canalul Kiel.

Descriere

Nava este un petrolier din oel, cu o singur elice, de tip cu balast separat, prova cu bulb i pupa oglind.

La prova fa de peretele de coliziune sunt amplasate picul prova, diverse magazii i puurile de lan. Doi perei longitudinali i ase perei transversali mpart spaiul zonei marf n apte tancuri centrale i patrusprezece tancuri laterale, din care patru tancuri laterale de balast. Dou tancuri de reziduuri sunt dispuse suplimentar la extremitatea pupa a zonei tancurilor de marf, n anumite situaii acestea putnd servi i ca tancuri de marf. Este prevzut de asemenea, dublu fund n zona tancurilor centrale, n care sunt prevzute tancuri de balast i tunelul pentru tubulaturi. In pupa zonei tancurilor de marf sunt prevzute: compartimentul de pompe i compartimentul maini cu tancuri laterale i un dublu fund pentru balast, combustibil greu i motorin, tancuri de decantare i serviciu, tancuri pentru ap dulce, tancuri de ulei ,etc.

In pupa peretelui presetup sunt amplasate picul pupa, dou magazii de punte, compartimentul mainii de crm, compartimentul agregate hidraulice, compartimentul pomp incendiu de avarie, precum i tancurile de ap dulce.

Suprastructura pentru amenajri este dispus, de asemenea,la pupa navei.

Sahtul mainii este separat de suprastructura destinat amenajrilor pentru echipaj.

Sunt prevzute, de asemenea, un catarg combinat pentru lumini de semnalizare i pentru antene radar pe puntea etalon i un catarg pentru lumini de semnalizare prova, pe puntea teug.

O pasarel central face legatura ntre puntea brci suprastructur i puntea teug.

Carasteristicile navei

-Lungimea maxim . . ..190,00 m

-Lungimea ntre perpendiculare ....180,00 m

-Laimea de calcul .. 28,00 m

-Inlimea de construcie ... 16,80 m

-Pescaj de eantionaj .. 12,00 m

-Inlimea etajului de suprastructur de deasupra punii

principale(inclusiv coferdam de 700 mm) .. .. . 3,40 m

-Inlimea etajului de suprastructur de deasupra punii

de navigaie . 2,50 m

-Inlimea celorlalte etaje ale suprastructurii .. 2,70 m

-Inlimea punii teug .. 2,50 m

-Curbura transversal a punii principale de tip trapezoidal. 560

-Curbura transversal a punilor suprastructurii

(fr etajele V i VI) 0

-Curbura transversal a punii teug 0

-Selatura pupa . 0

-Selatura prova a punii principale 0

Masini

Motor principal

Propulsia navei va fi asigurat de un motor de tip 6 DKRN 60/195-10 executat sub licen MAN-B&W, reversibil, supraalimentat, cu 6 cilindri n linie.

Puterea maxim continu (MCR) este de 11400 CP la 114 rot/min.

Elicea este de tip monolit cu 4 pale din Ni, Al, Bz.

Masini electrice

Patru motoare diesel cu 6 cilindri, fiecare cuplat direct cu cte un generator de 800 KVA, 3x400 V, 50 Hz.

Un grup diesel generator de avarie de 118 KVA i un diesel generator de staionare de 70 KVA.

Caldarine

O caldarin cu combustibil lichid, capacitate aprox.15 t/h la 7 bari.

O caldarin recuperatoare capacitate max.1 t/h i o caldarin auxiliar capacitate 1,25 t/h la 7 bari.

Viteza, autonomie

Viteza navei la plin ncrctur, pescaj 12,9 m cu corpul navei curat, n ap adnc, linitit, intensitatea vntului nu mai mare de 3 pe scara Beaufort i valuri de gradul 2 Douglas, va fi de 16,5 0,15 Nd la sarcina 90 % MCR (7542 KW) i turaie 114 rpm.

Autonomia maxim a navei va fi de cca.10.000 mile cu o toleran de 12 % n urmtoarele condiii:

-viteza medie cca. 16,0 Nd

-starea mrii (15% rez.putere) . medie

-starea corpului .medie

Echipaj

Amenajrile aa cum sunt artate n planul general sunt prevzute pentru urmtorul echipaj: 40 ofieri i marinari, inclusiv pilot, armator i o cabin de rezerv.

Deadweight

Deadweight-ul n ap de mare (CS = 1,025 t/m ) va fi de aprox.37000 tdw la pescajul de eantionaj de 12,0 m (marf, inclusiv n tancuri de reziduuri cu = 0,85 t/m i nava cu 100% rezerve).

Deadweight-ul este verificat imediat nainte de livrarea primei nave din serie, scznd din deplasament, deplasamentul navei goal, adic:

-nava goal;

-inventar;

-piesele de rezerv n concordan cu societatea de clasificare i alte autoriti contractuale;

-combustibil, ulei de ungere, ap dulce i ap de alimentare n maini i n sistemul de tubulaturi;

-ap de peste bord n sistemele de tubulaturi de rcire .

Deadweight-ul include astfel:

-marf i ap de balast;

-combustibilul, uleiul de ungere, ap dulce i apa de alimentare din tancuri;

-piesele de rezerv supliemtare fa de cerinele societii de clasificare i alte autoriti contractuale;

-echipaj i pasageri, bagajele i lucrurile lor personale;

-provizii;

-provizii i materiale de toate categoriile aflate la bord.

Deadweight-ul stipulat n contract va fi corectat corespunztor greutii implicate de :

-utilaje auxiliare i modificri agregate dup contractare (exceptnd piesele de rezerv suplimentare fa de cerinele societii de clasificare i a altor organizaii contractuale)

-modificri cerute de societatea de clasificare i alte societi, suplimentar fa de cerinele pe care contractul este bazat.

1.Determinarea dimensiunilor principale:

Determinarea dimensiunilor principale

Determinarea dimensiunilor principale s-a fcut cu ajutorul Cursului practic de Proiectarea Navei - POPOVICI Ovid, MANOLACHE Lucian, IOAN Alexandru, DOMNISORU Leonard.

1.1.Calculul lungimii cnd se cunoaste deadweight-ul si viteza

Estimarea deplasamentului

Legtura dintre deplasamentul navei ( si deadweight Dw a fost stabilite pe baze statistice sub forma:

(Dw- coeficent de utilizare al deplasamentului

Valorile informative sunt date n tabelul de mai jos:

Tipul navei(Dw(u

Petrolier0,60 - 0,840,56 - 0,80

[ t ]

Dac armatorul va indica i cantitatea de marf pe care vrea s o ncarce, atunci deplasamentul se va calcula cu relatia:

Mu- masa mrfurilor ncrcate pe nav

(u- coeficent de utilizare al deplasamentului pentru marfa util.

[ t ]

O estimare brut a raportului ( Dw/( ), pentru nave de constructie si amenajri normale este oferit de Sch(nemann.

* Se va intra n diagrama dup Sch(nemann (fig. 1.3 pag. 12) cu viteza navei v=16 Nd si deadweight-ul, si se va scoate raportul dw/(= 0,64.

De aici rezult:

[ t ]

unde : = = 0,83 coeficient de utilizare a deplasamentului admis in prima aproximatie in urma analizei mai multor nave de acelasi tip si dimensiuni apropiate .

1.2. Calculul lungimii navei

Suprafaa udat a navei este influenat considerabil de lungime.

Din acest motiv, pentru navele cu vitez mic, la care componenta cea mai nsemnata rezistenei la naintare este rezistena de frecare, proiectarea se face n condiiilelimitrii lungimii.

Lungimea navei are influen nu numai asupra volumului necesar depozitrii mrfii dar i asupra consumului de energie necesar transportului.

Jaeger propune pentru calculul lungimei ntre perpendiculare, urmtoarea relaie:

unde :

;

, pentru navele care se afl sub viteza critica (cargouri, petroliere, etc.. ) ;

v - viteza de serviciu [Nd] ;

Adoptam: Lpp = 180 m

Lungimea la plutirea de plin ncrcare se determin cu relaia :

LWL = (1.02(1.04)(LppLWL = 1.033(180 = 185.4 m

1.3.Calculul coeficienilor de finee CB, CM, CW, CPLiteratura arat c exist o dependen liniar a coeficientului de finee bloc CB de numrul Froude.

CB

unde

v- viteza de mars in m/s

v = 15.5 nod = 7.974 m/s

g- acceleratia gravitationala

CB

Coeficientul de finee al suprafeei plutirii depinde deforma cuplelor. El influeneaz stabilitatea, nescufundabilitatea, i cubatura navei.

Pentru nave de mare tonaj:

Adoptm : CW = 0.85Coeficientul de finee al celei mai mari seciuni transversale este:

Din diagrama 1,15 pag 41 [1] CM se determina functie de CB :

Coeficientul de finee prismatic longitudinal CP are o mare inportan asupra rezistenei la inaintare.

Dac se cunosc coeficienii CB i CM, atunci se poate calcula CP, cu relaia

AdoptmCP = 0.751.4. Verificarea lungimii navei la interferena valurilor

Lungimea navei trebuie astfel aleasa incit sa nu produca o interferenta nefavorabila a valurilor, sa nu se suprapuna o creasta de val prova cu o creasta de val pupa.

Un criteriu recomandat pentru verificarea lungimii navei este asa numitul criteriu P, ce foloseste diagrama lui Kent.

Valoarea P se calculeaza cu relatia:

unde : LWL se introduce in picioare ;

P aparine domeniului cuprins intre :

1.5.Calculul limii navei i a raportului B/d

Pentru calculul limii se pot folosi relaii pe bayestatistice sau condiiile de stabilitateiniial.

Watson recomand pentru nave de transportat mrfuri uscate relaia :

Din considerente de indeplinire a volumului de balast adoptm : B = 28 m

In cazul navelor cu restrictii de pescaj, cum sunt tancurile petroliere ,navele combinate de capacitate mare se recomanda adoptarea raportului bd dupa prototip .

Nava prototip este un petrolier 39000 Dwt la care raportul bd este 2.33

1.6.Calculul pescajului i nlimii de construcie a navei

n multe cazuri pescajul este prescris n conformitate cu adncimea canalelor navigabile, adncimea acvatoriilor porturilor, praguri etc.

Din partea beneficiarului nu se fac ngrdiri privitoare la nalimea de construcie, excepie fcnd navele care trebuie s treac pe sub anumite poduri. O nlime de construcie relativ mare , determin n primul rnd, un volum util mare.

Mrirea nlimii de construcie reprezint practic singurul mijloc pentru influiena indicelui de stivuire.

La stabilirea nlimii de construcie, se ine cont de bordul liber minim.

Bordul liber minim F , se poate determina conform ,,Conveniei internaionale privind liniile de ncrcare . Londra 1966 sau din condiii de nescufundabilitate i volum util

Bordul liber minim pentru LPP = 180 m este : F = 4800 mm

D = d + F = 12 + 4.800 = 16.8 m

Inaltimea de constructie trebuie sa asigure volumul tancurilor de marfa si de balast .

Vu = 101898 m3

VB = 21952 m3

Inaltimea dublului fund dupa Germanisher Loyid este :

Pentru tancurile de balast adoptam initial o latime de 4,5 m ;

Lungimea picului pupa :

Lungimea compartimentului masini :

Lungimea picului prova :

Lungimea utila :

Inaltimea de constructie este :

Datorita formelor ascutite ale corpului navei la extremitatea prova adoptam o inaltime de constructie de 16.8 m ;

1.7.Verificarea rapoartelor dintre dimensiuni

In practica de proiectare este necesar s se verifice dimensiunile cu unele rapoarte stabilite prin analiz statistic.

1.8.Verificarea perioadei oscilaiilor de ruliu

ntre perioada oscilaiilor libere transversale T, nlimea metacentric relativ i nlimea metacentric relativ , se poate stabili o relaie de calcul care s permit o verificare din punct de vedere al confortului echipajului, n condiii de navigaie n valuri.

Din teoria oscilaiilor navei :

unde :

raza de inerie a masei navei i a maselor de ap aderente, n raport cu axa longitudinalce trece prin centrul de greutate;

h0 nlimea metacentric iniial;

g acceleraia gravitaional

unde:

J momentul de inerie al navei;

J - momentul de inerie al maselor adiionale;

DJ = a1 J

Introducnd n : relaile de mai sus obinem:

Cu aproximaia : relaia devine:

Constanta c , are valori subunitare i depinde de tipul, construcia i situaia de ncrcare. Se consider c pentru majoritatea navelor c = 0.73 0.8

Se constat c prin creterea limii se obine o cretere a nlimii metacentrice relative pentru T i c constante. Creterea perioadei oscilaiilor de ruliu T, numai prin micorarea lui , conduce la nrutirea stabilitii iniiale.

La creterea limii se recomand mrirea lui , astfel ca T s nu scad sub12s:

s

1.9.Stabilitatea iniial

Stabilitatea initiala este caracterizata de inaltimea metacentrica .

Cota centrului de caren poate fi scris sub forma:

unde:

- c1, este un coeficient ce depinde de coeficentul de finee bloc CB i coeficientul de finee al plutirii CW

- Benson recomand pentru determinarea lui c1 relaia:

Raza metacentric transversal, se poate scrie sub forma:

unde:

ciB, este un coeficient ce depinde de coeficientul de finee al plutirii CW i formele navei.

Normand recomand pentru calculul coeficientului ciB urmtoarea relaie:

Pentru nave normale de transport, ordonata centrului de greutate a corpului, suprastructurilor, rufurilor, amenajrilor i instalaiilor, mai puin instalaia de propulsie, c3 se poate lua ntre 0.68 0.73. Valorile mai mari sunt valabile pentru navele mai mici.

2.Determinarea diagramei de carene drepte si diagrama Bonjean :

2.1. Calculul de carene drepte

Pentru proiectarea navelor i pentru rezolvarea problemelor (unora) ce apar n exploatare este necesar s se traseze curbele elementelor geometrice i mecanice ale planului de forme.

Calculul de carene drepte pe plutiri drepte se efectueaz folosind urmatoarele relaii:

1. Aria suprafetei plutirii

2. Momentul static al ariei plutirii:

3. Abscisa centrului de plutire:

4. Momentul de inerie al ariei plutirii dup axa x:

5. Momentul de inerie al ariei plutirii dup axa y:

6. Momentul de inerie al ariei plutirii fa de o axa paralel cu y ce trece prin centrul plutirii:

7. Volumul carenei:

8. Deplasament:

K = 1,006

r = 1.025 t / m3

= 1.025 t/m3

9. Coordonatele centrului de carena:

10. Raza metacentrica transversal:

11. Raza metacentrica longitudinal:

Ca metod de integrare s-a folosit metoda trapezelor care const n aproximarea integralei cu suma ariilor trapezelor:

Se mparte domeniul (a , b) n intervale egale cu lungimea:

Fie un interval I cuprins ntre u1 i ui+1 . Integrala se aproximeaz prin aria trapezului ABui+1ui:

Rezulta ca pentru intervalul (a , b) avem:

undeai = 1 / 2pentru i = 0; i = n

ai = 1

pentru i (1; n-1)

n cazul n care tabelul de puncte ale functiei contine valori intermediare aflate la fractiuni din h, relatia se pastreaza, valorile ai modificndu-se corespunztor cu subdivizarea intervalului de lungime h.

undeai = 1 / 2pentru i = 0; i = n

ai = 1

pentru i (1; n-1)

n cazul n care tabelul de puncte ale functiei contine valori intermediare aflate la fractiuni din h, relatia se pastreaza, valorile ai modificndu-se corespunztor cu subdivizarea intervalului de lungime h.

CETRALIZATOR2.2. Calculul diagramei Bonjean

Diagrama Bonjean constituie un instrument deosebit de util n proiectarea i exploatarea, navei permind calculul elementelor carenei pentru o plutire oarecare.

Calculul seciunii transversale se face pe toat nlimea cuplei.

Se propune calculul ariei transversale AT de la linia de baz pn la punte, aceste valori vor fi calculate ca funcie de cota z, deci AT= AT(z).

Reprezentarea curbelor transversale se face aeznd un segment orizontal care reprezint aria transversal pentru o cupl, care are o cot z, reprezentnd aria transversal la plutirea respectiv.

Aceast curb se traseaz pentru fiecare cupl mparte, la o anumit scar.

Dup calculul valorilor curbelor AT(z) se trece la construcia propriu-zis a diagramei Bonjean.

Diagramei Bonjean const n ansamblul curbelor AT(z) la fiecare cupl

3.Diagrama bratului stabilitatii statice

STABILITATEA LA INGHIURI MARI DE INCLINARE

Curbele de interpolare ale stabilitatii de forma

- curbele de pantocarene-

In conditiile de exploatare nava poate sa se afle in cele mai diverse conditii de incarcare cuprinse intre deplasamentul navei goale si deplasamentul la prima incarcare. Intre aceste limite ale deplasamentului , distributia marfii la bord poate fi foarte diferita , astfel incat , pentru acelasi deplasament pozitia pe inaltime a centrului de greutate, putand avea o variatie destul de larga. Stabilitatea navei trebuie analizata pentru fiecare situatie de incarcare , deci trebuie construite cele doua diagrame de stabilitate statica si dinamica.

Se stie ca :

EMBED Equation.3 (1)

Bratul stabilitatii de greutate , l, depinde de distributia maselor de bord si se determina din relatia :

Lg=a sin = (zg zB0) sin (2)

Cunoscand deci deplasamentul navei , din curbele de carene drepte se poate extrage valuarea lui zB pentru volumul carenei corespunzator , iar zG se poate determina prin calcul in functie de distributia incarcaturii

Bratul stabilitatii de forma depinde atat de deplasament cat si de formele navei .Determinarea lui prin calcul pentru toate deplasamentele ce se pot intalni in exploatarea navei ar necesita o munca foarte laborioasa .

De aceea , in faza de proiectare a navei se construiesc diagrame de interpolare ale bratului stabilitatii de forma date sub forma lf(=F(V , () cunoscute sub denumirea diagrama de pontocarene.

Calculul si constructia curbelor de interpolare se realizeaza in modul urmator : se stabilesc limitele de variatie ale volumului carenei , intre situatia de nava goala , V0 si plina incarcare Vp . Intre aceste limite se mai aleg cateva valori ale volumului carenei , notate prin V1 , V2 cu intervale egale intre ele , astfel incat:

V1-V0 ( V2-V1((Vp-Vp-1

Corespunzator fiecarui volum V0 , V1 , ,Vp , din diagramele de carene drepte se pot determina pescajele corespunzatoare d0,d1,.,dp . Pentru fiecare din pescajele obtinute se calculeaza bratele stabilitatii de forma lf( in gama de valori a unghiului ( cuprinsa intre 00.900 de obicei din 100 in 100 . Sub acesta forma construite diagramele de interpolare s-ar putea utiliza mai greu in practica deoarece pentru fiecare deplasament ar trebui utilizate si curbele de carene drepte in vederea determinarii zB0 . De aceea , pentru toate volumele de calcul adoptate , bratul stabilitatii de forma se recomanda a se calcula in raport cu un punct fix de pe nava , sa zicem punctul de chila C0(fig .1) , adica se calculeaza bratul C0A dat de relatia :

CoA=lf(=lf(+zB0sin( (3)

Avand diagramele astfel construite , utilizarea lor in conditii de exploatare ale navei deoarece bratul stabilitatii statice se calculeaza simplu cu relatia :

lS(=lf(-ZGsin(

fiind deci necesara numai determinarea prin calcul a cotei centrului de greutate , ZG .

Cu valorile bratului astfel calculate se pot trasa curbele lf(=f(V) , pentru valori constante ale unghiului de inclinare (fig.2).

Cu o valoare a volumului carenei V , corespunzatoare unei situatii de incarcare date , se intra in abscisa si pe verticala punctului respectiv se citesc din diagrama valorile bratului lf( pentru fiecare unghi de inclinare . Cunoscand pozitia pe inaltime a centrului de greutate , prin aplicarea formulei (1) se detrmina foarte usor valorile bratului stabilitatii statice lS( iar prin integrare se determina ld( . Cu valorile astfel calculate se traseaza diagramele de stabilitate , care , dupa cum se stie , permit determinarea comportarii navei la actiunea diverselor cauze externe .

Daca bratul stabilitatii de forma se traseaza in raport cu un alt punct de pe nava situat in planul diametral z0 , atunci bratul stabilitatii statice se va calcula , evident , cu relatia :

lS(=lf(-(ZG z0)sin( (4)

Unii proiectanti obisnuiesc sa prezinte diagramele de pantocarene sub forma lf(=f(V , () , adica sa reprezinte bratele stabilitatii de forma calculate in raport cu centrul de carena corespunzator volumului V . In aceasta situatie , dupa cum s-a aratat mai sus , pentru utilizarea lor in construirea diagramelor de stabilitate , trebuie sa avem la dispozitie si curbele de carene drepte din care se extragem valuare lui ZB0 corespunzatoare volumului pentru care se face calculul .

Considerand expresia bratului stabilitatii de forma

lf(=YB( cos ( +(ZB(-ZB0)sin ( (5)

prin derivare in raport cu volumul carenei se obtine (se are in vedere ca unghiul ( nu depinde de volumul carenei)

(6)

Pentru determinarea derivatelor coordonatelor centrului de carena se utilizeaza relatiile :

YB(=

ZB(-ZB0=

Prin Ix( notandu-se momentul de inertie al plutirii izocarene inclinata de unghi ( fata de plutirea initiala . Efectuand derivatele se obtine :

(7)

(8)

in care prin (T s-a notat raza metacentrica diferentiala data de relatia

Deoarece raza matacentrica diferentiala reprezinta raza de curbura a curbei centrelor de plutire , iar raza metacentrica raza de curbura a curbei centrelor de carena , prin analogie se poate conclude ca integralele ce contin pe (T vor determina pozitia centrului de plutire pentru o inclinare data . Avand in vedere ca pentru (=0 zf=dsi Yf=0

se poate scrie

(9 ), (10)

Rezulta deci:

(11)

(12)

Inlocuind se obtine:

(13)

Avand in vedere forma generala a expresiei bratului stabilitatii de forma (5 ), prin analogie se poate scrie :

(f(=YF(cos(+(ZF-d)sin(

(14)

Aceasta expresie poarta numele de bratul curbei centrelor de plutire si reprezinta distanta de la centrul de plutire initial pana la centrul plutirii inclinata de unghi ( , masurata paralel cu aceasta plutire (fig .3) .

Utilizand relatiile (5 )si (14 )in (13) , derivata se poate scrie :

(15)

Derivata bratului stabilitatii de forma in raport cu volumul carenei , pe cubele de interpolare se reprezinta prin tangenta inclinata de unghi ( fata de axa absciselor .Plecand de la expresia obtinuta mai sus (15) se poate determina tangenta unghiului ( sub forma :

tg( = (lf(-(F()

(16)

Aceasta relatie se poate utiliza pentru trasarea corecta a curbelor de interpolare . In punctul de volum considerat VI (fig 4) din calcule a rezultat valoarea bratului stabilitatii de forma lf( care se poate transpune pe figura la o scara aleasa corespunzator (punctul A) . Din transversalul pe care s-au efectua calculele , pentru inclinarea de unghi ( se poate determina prin masurare distanta (F( de la centrul plutirii initiale F0 pana la centrul plutirii inclinate F( .

Din punctul C , pe axa absciselor se msoar segmentul CD care corespunde la scara cu volumul VI si pe verticala ridicata in D se aseaza segmentul (F( . Dreapta AB reprezinta directia tangentei la curba de interpolare , curba trebuind deci sa fie tangenta la aceasta dreapta in punctul A .

4.Esantinaj in zona centrala

a navei

Generalitati

Esantionajul navei se face in conformitate cu Reguli pentru clasificarea si constructia navelor maritime 1995 ale Registrului Naval Roman pentru clasa:

Materiale principale

Corpul rezistent (tablele invelisului,osatura formata din inima cu platbanda,profile platbanda cu bulb,platbenzi confectionate din table) va fi executat din otel A STAS 8324-80 cu limita de curgere 235 N/mmp.

Otelurile D si E se vor utiliza pentru o serie de elemente conform prescriptiilor regulilor societatii de clasificare.

Otelurile de inalta rezistenta cu limita de curgere 315 N/mmp, A 32, D 32 sau E 32 se vor utiliza numai in zona centrala la puntea principala (inclusiv bordajul pe zona prescrisa de reguli) si fundul navei (inclusiv dublu fund) numai pentru elementele care participa la robustetea generala a navei.

Tevile pentru pontili vor fi din otel OLT 35 STAS 8183-80. Piesele turnate se vor executa din otel OT 40-3 STAS 600-82.

Materialele de adaos pentru sudura,sirma si electrozi, vor fi conform cerintelor societatii de clasificare.

Sistemul de constructie

Sistemul de constructie al osaturii va fi:

longitudinal in zona tancurilor de incarcare si numai puntea principala in C.M. si extremitatea pupa;

transversal in picuri si in compartimentul masini.

Dimensiuni principale

Lungimea navei L

Conform 1.2.1.3. lungimea se adopta cea mai mare dintre distantele masurate astfel:

-de la muchia prova a etravei,la nivelul liniei de incarcare de vara,pina la axul cirmei; L = 180 m.

- 96 % din lungimea masurata la nivelul liniei de incarcare de vara,de la muchia anterioara a etravei pina la extremitatea pupa. ;

L = 0,96 . 183,6 = 176,25 m

Nu va fi mai mare decit 0,97 % din L

L = 0,97 . 183,6 = 178,098 m 178,1 m

Latimea navei B

Latimea maxima masurata la mijlocul lungimii navei intre marginile exterioare ale coastelor: B = 28 m

Inaltimea de constructie D

D = 16,8 m

Pescaj de clacul

d = 11,2 m

4.1. Rapoarte intre dimensiuni

Conform 1.1.3. :

deci < 17

deci < 2.5

4.2.Distanta regulamentara normala

Conform 1.6.2.1. distanta intre longitudinale este :

a0=0.002L+0.48 [m]

a0=0.002*178.1+0.48= 0.83 [m]

Adoptm : 0,8 m.

Conform 1.6.2.3. in picuri distanta intercostala va fi cel putin 0,6 m.

Distanta teoretica intre coaste pe lungimea navei va fi urmatoarea:

- de la C 7 la C 13 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 600 mm

de la C 13 la C 51 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 735 mm

de la C 51 la C 186 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 800 mm

de la C 186 la C 218 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 700 mm

de la 218 la C 251 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 600 mm

4.3.Grosimi minime

Se vor stabili in conformitate cu 1.6.1.

Invelisul exterior

Conform 1.6.1.1.1. :

L = 0,04 . L + 6 [mm] pentru L = 80 m

L = 0,04 . 178,1 + 6 = 13,12 mm

Adoptat : 13 mm

Conform tab. 1.6.1.4. :

L = 0,025 . L + 6,5 [mm]

L = 0,025 . 178,098 + 6,5 = 10,95 mm

S-a ales valoarea mai mare .

4.3.2. Invelisul puntilor

S min = 0,04 L + 5; [mm]

S min = 0,04 . 178,1 + 5 = 12,12 mm

Adoptat : 12 mm

La extremitati :

S min = 0,015 . L + 6,5 [mm]

S min = 0,015 . 178,1 + 6,5 = 9,18 mm

Adoptat: 9 mm.

4.3.3. Invelisul dublului fund

Conform 1.6.1.1.3. :

S min = 0,035 . L + 5 ; [mm]

S min = 0,035 . 178,1 +5 = 11,23 mm

Adoptat : 11 mm

4.3.4. Tablele peretilor etansi

Conform 1.6.1.2.

S min = 5 . a + 2,5 [mm]

S min > 5 mm

a = 0,8 m

S min = 5 . 0,8 + 2,5 = 6,5 mm

Adoptat : 7 mm

Grosimea filelor inferioare va fi cu 1 mm mai mare :

S min = 6,5 + 1 = 7,5 mm

Adoptat : 8 mm

Grosimea minima a tablelor inimilor si platbandelor osaturii peretilor de tanc va fi cel putin egala cu :

S min = 0,03 L + 4,5 [mm]

6,0 < S min < 7,5

S min = 0,03 . 178,1 + 4,5 = 9,84 mm

Adoptat : 7 mm

Conform 1.6.1.4. grosimea minima a elementelor structurale care limiteaza tancurile de marfa la petroliere cit si a celor din interiorul tancurilor va fi cel putin egala cu:

S min = 0,025 . L + 6,5 [mm]

S min = 0,025 . 178,1 + 6,5 = 10,95 mm

Adoptat : 11 mm

Conform 1.6.1.3. in interiorul dublului fund grosimea minima a elementelor structurale va fi cel puin egala cu :

S min = 0,025 . L + 5,5 [mm]

S min = 0,025 . 178,1 + 5,5 = 9,95 mm

Adoptat : 10 mm

4.4. Invelisul exterior (Fundul navei,bordajul si puntea principala)

Grosimea invelisului fundului in zona centrala a navei

Conform 2.10.1.1. in zona centrala a navei grosimea minima va fi:

; (mm)

a = 0,8 m

k = 5,9

Pentru table cu Rc = 315 N/mm2

=0,78 (conf.tab 1.5.4.)

EMBED Equation.3 mm ;

Grosimea adoptata conform 2.10.1.2. va fi:

; (mm) (2.10.1.2-2)

K2 = 0,36

N coeficient determinat functie de valoarea C.

S-a considerat in prima aproximatie:

MSW=0

n = 0.55

s = 13.95+1.5=15.45 mm

Adoptat: 16 mm

Conform 2.101.5. grosimea tablelor fundului si bordajului in zonele 0.25L de la perpendiculara prova si pupa va fi cal puin egala cu :

; [mm] (1.20.2)

p = 0.01 (d+); (N/mm2)

- pentru regiunea aflata in prova sectiunii 0.25L de la perpendiculara prova.

- pentru regiunea aflata in pupa sectiunii 0.25L de la perpendiculara pupa.

Chila plata

Conform 2.10.4. latimea chilei plate va fi cel [utin egala cu aceea calculata cu formula :

b = 0,004 . L + 0,9 (m) (2.9..3.1)

b = 0,004 . 178,1 + 0,9 = 1,61 m

adoptata : 1,750 m

Grosimea chilei plate va fi cu 3 mm mai mare decat grosimea tablelor fundului.

S= 15.45+3=18.45 mm

Adoptat 19 mm

Grosimea chilei plate pe 0.15L de la perpendiculara pupa se admite sa fie cu 10% mai mica decat in zona centrala:

S= 0.9 . 18.45= 16.605 mm

Adoptat 17 mm

Pe portiunea 0.15L de la perpendiculara prova grosimea chilei plate nu va fi mai mica decat a teablelor adiacente .

4.4.3. Grosimea invelisului bordajului

Conform 2.10.1.1.grosimea minima pentru fila situata deasupra gurnei in zona centrala va fi:

[mm] (2.10.1.1.-2)

a = 0.8 m

k2= 5.6

=1 conf.tab.1.5.4.

[mm]

4.4.4. Centura

Latimea centurii conf.2.10.5.1.

b = 0.1 . D [m]

b = 0.1 . 16.8 = 1.68 m

Grosimea centurii conf.2.10.5.2.va fi cel putin egala cu cea mai mare valoare dintre grosimea lacrimarei si grosimea bordajului.

Conf.2.10.5.3.la extremitati centura poate fi avea o grosime egala cu a tablelor bordajului din aceasta zona.

4.4.5. Grosimea tablelor puntii principale

Conf.1.9.2.2.grosimea tablelor puntii in zona cetrala va fi cel putin egala cu:

[mm];

a1 = 0.8 m

n coeficient determinat functie de valoarea C.

S-a considerat in prima aproximatie :

MSW=1

; n = 0.61

Conf. 2.31.12.grosimea nu va fi mai mica decat aceea data de formula:

[mm];

k=205

N/mm2;

C=2.25 (pt.portiunea orizontala a puntii );

C= 1.25 (pt.portiunea inclinata a puntii);

mm;

mm;

Conf. 1.6.1.1.2.grosimea minima a tablelor puntii la extremitati nu va fi mai mica decat:

S = 0.015 L+6.5 [mm];

S = 0.015 178.1+6.5 = 9.17 [mm];

Conf.2.9.1.3.la extremitati pe 0.1L de la perpendiculara prova si pupa, aria semisectiunii puntii superioare va fi cel putin egala cu:

S = 2BSmin [cm2];

S=2 . 28 . 9.17= 513 cm2;

S=662.4 . 0.8= 596.16 cm2;

Tabla lacrimara (2.9.3.)

Grosimea va fi egala cu grosimea bordajului:

S = 14 mm;

Latimea tablei lacrimare:

b = 0.004 L + 0.9 [m];

b = 0.004 . 178.1 + 0.9 = 1.61 m.

Deschideri in punti

Conf.2.9.4.3. colturile deschiderilor izolate se vor intari conf. figurii:

Grosimea va fi:

S= 1.35 . 12 = 16.2 mm.

Raza de racordare va fi :

[m]; (2.9.4.3.-3);

Se admite totusi:

[m]

b = 8 m;

m

m

4.5. Structura fundului si a dublului fund in zona tancurilor de incarcare

4.5.1. Esantionajul dublului fund conf. 10.4.

4.5.1.1. Tablele dublului fund

Conf. 10.4.1. grosimea plafonului dublului fund din magazii va fi cel putin egala cu cea mai mare valoare data de formulele:

[mm]; ( 2.4.10.1.-1)

[mm]; ( 2.4.10.1.-2)

p- conf. 3.7.2. cu p= 2.5 . 10-2 N/mm2

Conf. 3.7.2. presiunea de calcul se adopta egala cu distanta de la marginea inferioara a tablelor la o marime p deasupra puntii in planul diametral.

P = (17.36 2+2.5) . 10-2 N/mm2

C = 4 (conf. 10.4.1.)

a = 0.8

mm

mm

Conf. 310.4.1. cea mai mare valoare gasita, trebuie sa fie cel putin egala valorii:

[mm]; (4.2.6.1.)

a = 0.8

p-sarcina de calcul conf. 4.2.1.5.

[MN/m2]

kH = 1; ( 100);

; [MN/m2];

MN/m2;

h distanta punctului considerat fata de nivelul puntii superioare in planul diametral;

h = 17.36 2= 15.36 m ;

p = 9.8 . 10-3 . 15.36 . 1 =0.1505 MN/m2;

mm ;

Conf. 4.2.6.1. grosimea plafonului dublului fund trebuie sa fie cel putin egala cu cea indicata la 3.7.3.2.

[mm];

unde:

p- conf. 3.72.

Tinem cont ca p=2.5 . 10-2 N/mm2 ; (conf. 10.4.1.);

p = (17.36-2+0.76)10-2 = 16.12 .10-2 N/mm2;

mm

4.5.1.2. Longitudinalele plafonului dublului fund

Conf. 10.4.2. modulului de rezistenta al logitudinalelor plafonului dublului fund va fi cel putin egala cu cea mai mare valoare dintre:

(1) [mm];

cu: p- conf. 3.7.2. cu p=2.5 . 10-2 N/mm2 ;

(2) [cm3];

k = 26.4 pt.longitudinale;

p conf. 4.2.6.1.

Pentru zona C51-C175

a = 0.8 m

p = 17.86 . 10-2 N/mm2;

l = 3.2 m;

cm3p = 0.1505 N/mm2;

RC = 31.5 daN/mm2;

cm3;

533x16

340x12

Pentru zona cuprinsa intre C175-C186

a = 0.8 m

l = 2.4 m;

400x16

300x12

(1) cm3;

(2) cm3;

Pentru zona cuprinsa intre C186-C217

a = 0.8 m

l = 2.1 m;

(1) cm3;

350x17

260x12

(2) cm3;

4.6.1. Esantionajul dublului fund conf.2.4

4.6.1.1. Suportul central

Conf. 2.42.1. suportul central va fi continuu pe o lungime de cel putin 0.6L.

4.6.1.2. Inaltimea suportului central

Conf. 2.4.2.2. va fi:

(2.4.2.2.)

dar nu mai mica de 660 mm.

Adoptam: h = 2000 mm

4.6.1.3. Grosimea suportului central

(2.4.2.3.-1);

daca latura mai mica a panoului inimii suportului b nu este mai mare decat valoarea b0 determinata cu formula:

k = 67 (b orientat longitudinal);

h1= 2000 mm;

Valoarea: (0.26+0.003.L)1/2 = (0.26+0.003 . 178.1)1/2 = 0.891>0.8

Latura mai mica a panoului este considerata intre doua coaste unde avem bracheti, deci:

Pe 0.1L de la perpendiculara prova, grosimea suportului central se poate reduce cu 10%.

Suportul central se va rigidiza cu bracheti la fiecare coasta .

Brachetii se vor extinde pana la longitudinala cea mai apropiata. Grosimea brachetilor va fi egala cu cea a varangelor:

S = 12 mm

4.6.1.4. Varange cu inima

Conf. 2.4.6.5. grosimea inimii varangei in zona magaziilor va fi cel putin egala cu cea mai mare din valorile determinate cu formulel:

(1)

(2)

Pt.zona C51- C175

a distanta intre inimile varangelor (m);

a = 3.2 m.

h inaltimea suportului central (m);

h = 2 m.

b0 partea cea mai mica a panoului inimii (m);

b0 = 0.8 m , (intre nervuri).

( - conf.1.5.4.

( = f (Rc) = f(235) = 1.

k = 1 (sistem longitudinal);

k1 = 1.3 si ( = 1 (pt. 5 suporti);

k0 = f (Rc) = f(235) = 2.6

(1)

(2)

Conf. 2.4.6.5. pe 0.25B de o parte si de alta a P.D. (0.25 . 28 = 7 m ), grosimea inimii varangei determinata cu formula 2.4.6.5.-1 poate fi micsorata cu 30%, iar cea determinata cu 2.4.6.5.-2 , cu 10%.

Pt. 13.51 mm, rezulta:

S = 0.9 . 13.51 = 12.16 mm

Adoptam: s = 12 mm.

Pt.zona C171- C186

a = 2.4 m

k1 = 1.6 (pt.7 suporti);

(1)

(2)

Reducand grosimea de la (2) cu 10%, rezulta:

s = 0.9 . 11.46 = 10.314 mm.

Pt.zona C186- C217

a = 2.1 m

k1 = 1.6 (pt.7 suporti);

(1)

(2)

Reducand grosimea de la (2) cu 10%, rezulta:

s = 0.9 . 10.96 = 9.86 mm.

Conf. 2.4.6.6. pe 0.25L de la perpendiculara prova (C175), grosimea va fi cel putin egala cu :

s1 = 0.035 . L + 6 (mm) (2.4.6.6.-2)

s1 = 0.035 . 178.1 + 6 = 12.23 mm

Adopt: s1 = 12 mm

4.6.1.5. Varange etanse

Conf. 2.4.6.8.1. grosimea varangelor etanse va fi cel putin egala cu aceea data de formula:

(2.4.6.8.)

a distanta intre nervurile de rigidizare;

a = 0.8 m

N/mm2

Grosimea varangelor etanse, conf.2.4.6.8.2. va fi cu 1 mm mai mare, iar grosimea varangelor etanse sub peretii transversali, cu 2 mm decat grosimea prevazuta la 1.6.1.3.

Smin = 0.025 . L+5.5 (mm) (1.6.1.3.-2.)

Smin = 0.025 . 178.1+5.5 = 9.95 mm

Deci: S = 13.8 mm >9.95+2 = 11.95 mm

S = 11.95 mm

4.6.1.5. Rigidizarea varangelor

Toate varangele cu inima vor fi prevazute cu nervuri de rigidizare (conf. 2.4.6.9. pentru inaltimi mai mari de 900 mm precum si varangele pe 0.25L de la extremitatea prova).

La varangele neetanse, nervurile de rigidizare vor avea grosimea cel putin egala cu 0.8 din grosimea inimii varangei, deci 0.8 . 12 = 9.6 mm, iar latimea cel putin egala cu 10 grosimi (120 mm) insa nu mai mare de 90 mm.

Nervurile prevad in planul fiecarei longitudinale. Ele se vor extinde intre logitudinalele fundului si dublului fund de care se vor suda.

Conf. 2.4.2. varangele etanse se prevad cu nervuri de rigidizare dispuse la 0.8 m. Modulul de rezistenta va fi cel putin egal cu cel dat in formula:

(2.4.6.10.)

a distanta intre nervuri;

a = 0.8 m

p = 16.56 . 10-2 N/mm2h = 2 m

k = 100 (pentru nervurile sudate la longitudinalele fundului si dublului fund).

223x14

340x12

100x12

Conf. 2.4.6.10. avand inaltimea varangelor mai mare de 1.8 m, nervurile de rigidizare trebuie sa satisfaca cerintele de la 2.13.3 si 2.13.5

Conf. 2.13.3.1. :

(cm3)(2.13.3.1.)

a = 0.8 m

k = 104

l = 1.34

p = (16.8-1)+0.65 . 0.76 = 16.3 . 10-2 N/mm2

4.6.1.6. Suportii laterali

Numarul suportilor laterali indeplineste conditiile de la 2.4.8.1. Se amplaseaza suporti laterali etansi la 2400 de la P.D. si in corespondenta peretilor longitudinali.

Conf. 2.4.8.4. grosimea inimilor suportilor laterali neetansi va fi egala cu grosimea varangelor din zona respectiva, dar nu, mai mare de 0.9 din grosimea inimii suportului central.

4.6.1.7. Plafonul dublului fund

Conf. 2.4.10.1. grosimea plafonului dublului fund va d cel putin egala cu cea mai mare valoare obtinuta cu formula:

(2.4.10.1.-1.)

(2.4.10.1.-1.)

p presiunea de proba conf. Anexei 1, (N/mm2)

p = 17.86 . 10-2 N/ mm2C = 4

Pentru zona cuprinsa intre C51-C186:

Adopt, s = 17 mm

4.6.1.8..Guri de vizitare si decupari de usurare

Conf.2.4.11.2. inaltimea gaurilor de usurare si altor decupari va fi cel putin egala cu:

- 0.5 din inaltimea elementului pentru varangele cu inima si suporti laterali;

Deci h5.74 se va respecta relatia:

Conf. 1.7.3.4. grosimea nervurilor de rigidizare va fi cel putin egala cu 0.8 din grosimea inimii dar nu mai mica decat smin = 11mm, iar latimea cel putin egale cu de opt ori grosimea ei.

Conf. 1.7.3.4.1. momentul de inertie al sectiunii transversale a nervurilor

de rigidizare va fi cel putin egal cu acela calculat cu formula:

[cm4]

a1 = 80 cm

s =12 mm

( =2.97 conf. tab. 1.7.3.4.1.

6. Peretii transversali etansi

Conf. 3.7.3.1. grosimea tablelor peretilor plani, va cel putin egala cu formula 2.12.5.1 .pentru k =195

[mm]

P-conf.3.7.2.

c = 2.5 pentru table inferioare;

c = 1.5 pentru celelate table ale peretilor;

Conf. 3.7.3.2. grosimea tablelor peretilor plani ce separa tancurile de marfa de tancurile de balast, va fi cel putin egala:

Montantii simpli

Conf. 3.7.6.1. modulul de rezistenta al sectiunii transversale a montantilor continui, dispusi pe peretii transversali va fi cel putin egal cu:

Conf. 3.7.6.2. montantii peretilor plani se vor prinde cu gusee de fund si de punte.

Dimensiunile guseelor se vor determina cu formula 1.7.2.2. in care: n = 2 pentru gusele de la capatul superior ;

n = 2.2 pentru gusele de la capatul inferior;

Inaltimile guseului inferior va fi 15% din distanta de la capatul inferior a montantului pana la prima orizontala intarita.

533x13

340x14

5.Grinda echivalenta in prima aproximatie

Grinda echivalenta

Corpul navei reprezint o grind complex cu perei subiri, ntruct grosimile nveliurilor sunt foarte mici n raport cu dimensiunile navei.

n seciunea transversal a corpului rezistent la ncovoierea longitudinal total, trebuie s fie incluse toate acele elemente longitudinale de structura care se extind pe o portiune destul de mare din lungimea navei.Astfel, dupa normele de rezistenta n vigoare, n seciunea rezistenta se include toate elementele longitudinale de structur ale corpului a caror lungime este mai mare dect inaltimea de constructie precum i elementele longitudinale ale suprastucturilor i ale rufurilor, dac lungimea lor este mai mare de 0,15L i de ase ori nlimea suprastucturii sau a rufului. Rufurule se introduc n calcul numai n cazul cnd se sprijin pe cel puin trei perei transversali.

Osatura transversal a corpului nu particip n mod direct la rezistena longitudinal, ea asigur ns stabilitatea nveliurilor prin marirea tensiunilor critice de flambaj, contribuind prin aceasta n mod indirect la reyistena longitudinal a navei.

Osatura longitudinal, pe lng faptul c particip n mod direct la asigurarea rezistenei longitudinale totale contribuie i indirect la mrirea tensiunilor critice de flambaj a nveliurilor.

Dac concentrm lng planul diametral suprafeele seciunilor transversale ale tuturor elementelor longitudinale care particip la asigurarea rezistenei longitudinale totale a corpului pstrnd mrimea i poziia pe nlime a suprafeelor, obinem o grind plin, denumit grinda echivalent.

Determinarea tensiunilor ce se produc n seciunile rezistente ale unei grinzi pline supuse la ncovoiere, se face aplicnd formula lui Navier

unde:

M, momentul de ncovoiere care acioneaz n seciunea transversal considerat a grinzii;

I, momentul de inerie n raport cu axa neutr a seciunii transversale considerate;

(1I, tensiunea normal n fibrele situate la distana ze de axa neutr.

ncazul grinzilor cu perei subiri, cum este corpul navei, verificarea tensiunilor provocate de ncovoierea longitudinal total este mai complicat deoarece sub aciunea tensiunilor de compresiune provocate de ncovoierea total longitudinal, tablele ce formeaz nveliurile i pot pierde stabilitatea iar elementele longitudinale de structur asupra crora acioneaz i sarcini normale, precum i acele elemente cere au o curbur iniial, nu particip la ncovoierea longitudinal total n aceeai msur ca celelalte elemente de structur. Din motivele artate mai sus determinarea tensiunilor provocate de ncovoierea total a corpului se face prin metoda aproximrilor succesive.

n prima aproximaie se consider c toate elementele de structur incluse n grinda echivalent preiau n aceeai msur att tensiunile de ntindere ct i cele de compresiune. n acest caz, tensiunile n fiecere element de structur inclus n grinda echivalent se vor determina alicnd relaia de mai sus.

Dup cum se tie, n valoare absolut tensiunile normale maxime apar n elementele longitudinale de structur cele mai ndeprtate de axa neutr.

n ceea ce privete semnele, tensiunile normale de ntindere se consider pozitive n timp ce cele de compresiune se consider negative. Folosind notaiile din figur, modulul de rezisten pentru muchia superioar a grinzii echivalente, adic pentru puntea superioar, va fi dat de relaia:

, iar pentru muchia inferioar a grinzii echivalente, adic pentru fund

Valoarea absolut a tensiunilor normale maxime n seciunea transversal considerat se vor calcula cu relaiile:

Calculul momentelor de inerie se face n modul indicat ca n tabelul de mai jos n care:

bi- ltimea elementului longitudinal de structur,

hi- nlimea elementului,

fi- aria seciunii transversale a elementului,

n- numrul elementelor identice aflate la aceeai cot,

Fi- aria total a elementelor identice aflate la aceeai cot,

di- distana de la centrul de greutate al seciunii elementului pn la axa de referin OO care se alege de obicei la 0,5D deasupra liniei de baza

Ii momentul de inerie propiu al elementului faa de axa ce trece prin centrul de greutateal seciunii sale i este paralela cu axa de referina.

Momentele de inerie proprii II pentru tablele dispuse orizontal se neglijeaza deoarece sunt foarte mici n comparaie cu cele ale tablelor dispuse vertical sau cu produsul FI di2

Distana dintre axa de referina OO i axa neutra rezult din raportul

Momentul de inerie total al unei jumatai de seciune ntruct seciunea transversal rezistent este simetric faa de planul diametral este dat de relaia

Momentul de inerie total al ntregii seciuni este

I = (C + D e2 ( A)

Grinda echivalent

6.Determinarea rezistentei la inaintare si alegerea aparatului motor

Calculul rezistenei la naintare

n faza iniial de proiectare a unei nave, determinarea rezistenei la naintare ocup un loc important prin necesitatea unei estimri ct mai exacte a acesteia, tiut fiind faptul c rezistena la naintare condiioneaz puterea instalaiei de propulsie, caracteristicile propulsorului i ale liniei de arbori, i prin acestea, estimarea corect a maselor de la bordul navei i asigurarea performanelor nautice.

Pentru determinarea rezistenei la naintare a unei nave exist mai multe ci, plecnd de la determinri pe nave n mrime natural pn la formule aproximative menite s ofere doar o idee asupra ordinului de mrime.

O cale eficient din punctul de vedere al raportului precizie/volum de lucru, se bazeaz pe rezultatele obinute din ncercrile seriilor de modele n bazine special construite.

Prelucrarea rezultatelor acestor ncercri s-a bazat pe ipoteza lui W. Froude de mprire a rezistenei totale la naintare a carenei nude n dou compartimente:

Componenta de frecare, RFComponenta rezidual, RRConsidernd c rezistena de frecare se poate calcula dup una din relaiile cunoscute ( I.T.T.C. 57, Schoenherr, Froude, etc.) din rezistena total s-a determinat rezistena rezidu, utiliznd relaia:

Rr = RR -RFDin diagrame se va scoate numai coeficientul componentei reziduale, coeficientul componentei de frecare urmnd a fi calculat cu aceleai relaii utilizate la prelucrarea rezultatelor ncercrilor pe modele. Diagramele indic variaia coeficientului rezistenei reziduale n funcie de viteza relativ i de parametrii adimensionali ai carenei.

Coeficientul rezistenei rezidue este o mrime adimensional exprimat sub diverse forme. Pentru calculul rezistenei rezidue utilizm expresia corespunztoare prin care a fost determinat coeficientul respectiv.

Deoarece la ncercarea modelelor n bazin n vederea stabilirii diagramelor de calcul suprafaa carenei s-a considerat hidrodinamic neted, iar carena a fost fr apendici i fr suprastructuri , pentru estimarea rezistenei la naintare a unei nave este necesar s se introduc o serii de corecii, rezistena total a uni nave pentru condiii de probe se va calcula cu relaia:

Rr = RFN + RR +RA + RAP.

n care:

Rr rezistena total la naintare a navei;

RFN rezistena de frecare pentru nav;

RR rezistena rezidu

RA o corecie care ine cont de rugozitatea carenei, uneori i de rezistena aerodinamic pentru o vitez a vntului egal cu zero;

RAP rezistena datorat apendicilor ; aceasta depinde de numrul, forma i dimensiunile apendicilor.

Fora RA se calculeaz cu relaia:

n care:

CA coeficient adimensional;

densitatea apei n care navig nava;

S suprafaa udat a carenei;

v viteza pentru care se fac calculele;

Valoarea coeficientului CA reprezint o problem mult mai discutat n literatura de specialitate n aceasta incluzndu-se i un efect de sacr n trecerea de la model la nav. Pentru faza iniial de proiectare Sv. As. Harvald recomand adoptarea CA n funcie de lungimea navei astfel:

L = 100 mCA = 0.4 10-3 ;

L = 150 mCA = 0.2 10-3 ;

L = 200 mCA = 0 ;

L = 250 mCA = - 0.2 10-3 ;

L = 300 mCA = - 0.3 10-3 ;

Pentru valori intermediare ale lungimii navei, valoarea lui CA se va stabili prin interpolare;

Rezistena apendicilor se va calcula n funcie de tipul i dimensiunea acestora. Pentru o estimare preliminar se poate utiliza urmtoarea metod:

Coeficientul de frecare al carenei se va corecta cu o valoare proporional cu suprafaa apendicilor

Coeficientul rezistenei rezidue se va corecta numai n cazul navelor prevzute cu linii de arbori protejate de panraloni sau susinute de covalei

n continuare prezint mersul de calcul al metodei Sv. As. Harvald cu ajutorul cruia am calculat rezistena la naintare pentru nava tip cargou 8500 tdw.

Numrul Froude:

Suprafaa udat:

S = 1.025 ( Lpp ( ( CB ( B + 1.7 ( d ) =

S = 1.025 ( 180 ( ( 0.8 ( 28 + 1.7 ( 12 ) = 7601.4 m2Coeficientul lui Poisson:

= 1.191 ( 106 m2/s

Numrul Reynolds:

Coeficientul de rezisten la frecare:

Coeficientul de influen a rugozitii:

pentru Lpp =180 =>103 ( CA = 0.084

Coeficientul rezistenei rezidue funcie de :

=>

= 2.1

Coeficientul coreciei datorit raportului

Abaterea LCB (xB) fa de valoarea standard

LCB = 0.007

Coeficient de corecie pentru abaterea centrului de caren:

Corecii pentru bulb n funcie de Fr:

103 ( C3 = - 0.1266

Corecii pentru forma corpului la extremiti:

103 ( C4 = 0

Coeficient total al rezistenei rezidue:

103 ( CRT= 103 ( CR + 103 ( C1 + 103 ( C2 + 103 ( C3 + 103 ( C4= 1.931

Coeficientul total al rezistenei de frecare:

Corecie datorat rezistenei aerului:

103 ( CAA = 0.07

Corecie datorat manevrabilitii:

103 ( CAS = 0.04

Coeficientul rezistentei totale:

103 ( CT= 103 ( CRT + 103 ( CF + 103 ( CAA + + 103 ( CAS

=3.564

Rezistena total la naintare a navei:

R = 948.790

Rezistena i puterea efectiv calculate folosind diagramele, corespund unei nave n condiii de prob, adic pentru condiii ideale privind valurile i vntul, adncimea apei i rugozitatea corpului. Pentru condiii de exploatare se fac o serie de creteri.

Creterile pentru condiii de exploatare se fac asupra rezistenei calculate sau a puterii calculate, funcie de zonele de navigaie a navei.

Majorm rezistena la naintare cu 20%

R = 1181.74 kN

Calculul instalaiei de propulsie i alegerea motorului

Puterea de remorcare:

Nr = RT ( v = 948.790 ( 8.2311104 = 8105.9152 KW

unde:

RT rezistena total la naintare a navei

v-viteza navei [m/s]

Randamentul elicei:o = 0.55

Coeficientul de siaj:

w = 0.05 + 0.5 ( CB = 0.05 + 0.5 ( 0.8 = 0.35

Coeficientul de suciune:

t = 0.5 ( CP 0.12 = 0.5 ( 0.677 0.12 = 0.2185

Coeficientul de influen al corpului:

Puterea la axul elicei:

Randamentul liniei de axe:a = 0.97

Randamentul reductorului:r = 1

Randamentul cuplajului:

c = 0.96

Puterea efectiv a instalaiei de propulsie:

Randamentul global al instalaiei de propulsie:

P = o ( H = 0.55 ( 1.0854 = 0.597

Puterea motorului ce asigur deplasarea navei cu viteza

v = 16.4 Nd :

Ne = 8375.56454 : 0.735 = 115366 [CP]

Propulsia navei va fi asigurat de un motor de tip 6 DKRN 60/195-10 executat sub licen MAN-B&W, reversibil, supraalimentat, cu 6 cilindri n linie.

Puterea maxim continu (MCR) este de 11400 CP la 114 rot/min.

7.Diagrama de mase, eforturi

sectionale si suplimenatre la

asezarea satatica pe val pentru

unghiul = 1800

7.1 Calculul grupelor de mase

( = Mc + Ma+i + Mm + Mcm + Mrez + Mu + Me + M( , unde:

Mc masa corpului gol;

Ma+i mas amenajri, instalaii, mecanisme i echipamente;

Mm mas instalaii de propulsie;

Mcm masa combustibilului, uleiului, i apei aferente instalaiei de for;

Mrez masa rezervelor echipajului;

Mu masa ncrcturii utile;

Me masa echipajului;

M rezerva de deplasament;

7.1.1. Masa corpului gol

Cuprinde masa corpului inclusiv masele suprastructurilor si rufurilor metalice , fara arbori , coloane , capacele gurilor de magazii , conducte , parapet , balustrazi etc.

Din fig 1.4g pag. 17 [1] :

Corectia :

7.1.2. Masa amenajri, instalaii, echipamente

Cuprinde toate masele care nu sunt cuprinse nici la corp si nici la instalatia de propulsie :instalatiile de bord si punte ,arbori,capacele metalice ale gurilor de magazii amenajari interioare ;

Din diagrama 1.8a se determina masa amenajarilor si instalatiilor dependenta de marimea navei functie de volumul de incarcare normal VIN.

Masa de combustibil, apa si ulei:

Masa de apa si hrana.

Masa utila este :

Masa balast:

7.1.3. Masa instalaiei de propulsie

Cuprinde masa instalatiilor aferente a arborilor port-elice impreuna cu elicele antrenate,masa partii primare a instalatiei electrice impreuna cu elicele antrenate impreuna cu tabloul electric central inclusiv amenajarile din compartimentul masini (gratare,trepte,cosul de fum,paiol metalic etc.)

Masa totala a instalatiei de propulsie se obtine adaugand la masa propie a masinii masa rest .

Din diagrama 1.5a [1] se determina masa rest:

7.1.4. Masa combustibilului, uleiului, i apei aferente instalaiei de for

Mcm = Mc + Mum + Mam = 1316.8 + 19.75 + 65.84 = 1402.4 t

unde:

Masa combustibilului:

Mc= kM t bic N =

Mc = 1.3 625 0.159 6380 = 824.216 t

unde:

kM coeficient de siguran;

t timpul de mar;

bic consumul specific;

N puterea instalaiei [CP].

Masa uleiului:

Mum = 0.015 Mc = 0.015 7727.7= 115.9 t

Masa ap alimentare:

Mam = 0.05 Mc = 0.05 7727.7= 386.38 t

7.1.5. Masa echipajuluiMe = 120 ( 40 = 3.36 t

unde:

me numrul de membri

7.1.6. Masa rezerve echipaj

Cantitatea de ap pentru splat i but se consider 100 l/zi om:

Map = 125 t

Cantitatea de hran uscat se consider 3 kg/zi om:

Mhran = 0.003 26.04 28 = 3.17 t

Mrez = Map + Mhran = 128 t

7.1.7. Rezerva de deplasament

Determinarea corect a deplasamentului este esenial pentru ca nava s pluteasc pe pescajul calculat. De asemenea se pune problema ca la definitivarea calculelor,stabilitatea la unghiuri mici de nclinare s fie satisfcut. Din acest motiv se adopt o rezerv de deplasament M.

Se adopt:

M = 4.3% gol = 0.043 2343.495 = 100.77 t

7.1.8. Masa balastului lichid

Balastul este necesar la navigatia fara marfa, cand pescajul devine prea mic pentru ofunctionare satisfacatoare a eliceii si a carmei.

7.1.9. Masa ncrcturii utile

Mu = dw = 37000 t

7.1.10. Deplasamentul

( = MC + Ma+i + Mm + dw

( = 45572.53 t

7.2. Eforturi n ap calm

6.2.1 Distributia de mase

Greutile ce compun deplasamentul navei

Se obisnui este ca diferitele greutati ce compun deplasamentul unei nave sa fie impartite pe grupe.

Greutatea corpului navei

Calculul greutatii de otel se face prin folosirea greutatii pe metrul cub de volum al corpului.

unde : - este greutatea otelului ;

L , B , D sunt dimensiunile principale ale navei .

;

Corectie :

- pentru navele sudate .

Greutatea suprastructurilor

Greutatea a suprastructurilor depinde de dimensiunile principale ale navei.

unde :

reprezinta greutatea pe unitatea de volum a corpului navei .

Greutatea rufurilor

Pentru aprecierea greutatii a rufurilor se poate utiliza relatia :

;

unde :

reprezinta greutatea pe unitatea de volum a corpului navei valabila pentru rufurile din otel.

Greutatea amenajarilor,a instalatiilor si a echipamentului

Greutatea amenajarilor,a instalatiilor si a echipamentului poate fi apreciata cu ajutorul relatiei :

unde :

reprezinta greutatea pe unitatea de volum a corpului navei a amenajarilor , instalatiilor si echipamentului .

Greutatea aparatului motor complet echipat

Greutatea aparatului motor complet echipat , adica a aparatului principal de propulsie impreuna cu instalatiile sale aferente , se determina cu relatia :

Motor de tip 6 DKRN 60/195-10 executat sub licenta MAN-B&M, reversibil, supraalimentat, cu 6 cilindri in linie.

unde :

reprezinta greutatea aparatului motor pentru un CP ;

reprezinta puterea efectiva a aparatului motor , in CP .

Greutatea echipajului

Greutatea echipajului se determina cu relatia :

unde :n este numarul membrilor din echipaj ;

reprezinta greutatea unui membru din echipaj impreuna cu bagajele sale.

Greutatea rezervei de combustibil , ulei si apa

a) Greutatea rezervei de combustibil se determina cu relatia :

;

unde :R = 12000 Mm este raza de actiune ;

v = 16 Nd este viteza navei ;

este puterea efectiva a aparatului de propulsie ;

este consumul specific de combustibil ;

k = 1,2 este un coeficient de siguranta .

b) Greutatea rezervei de ulei se determina cu relatia :

c) Greutatea rezervei de apa se determina cu relatia :

Greutatea proviziilor pentru echipaj

Pentru determinarea greutatii proviziilor pentru echipaj se va accepta 11,0 kg/zi om drept necesar de hrana uscata si apa de baut , iar pentru apa de spalat 60 l/zi om in cazul navelor cu zona nelimitata de navigatie .

Greutatea incarcaturii utile

Greutatea incarcaturii utile se determina scazind din deadweight greutatile rezervelor de combustibil , ulei , apa si provizii pentru echipaj .

Calculul deplasamentului total

Diagrama in trepte

Diagrama in trepte a greutatii corpului gol se face pentru o nava cu partea cilindrica extinsa pe .

Notatii :

- ordonata diagramei de greutati a corpului gol pe portiunea cilindrica ;

- ordonata diagramei la extremitatea pupa si prova ;

- greutatea corpului gol ;

- coeficient ;

- inaltimile treptelor pupa si prova ;

Coeficientul se determina din conditiile :

-aria inchisa de diagrama tinind cont de scara desenului

7.2.2. Curba greutii

Pentru determinarea curbei greutilor se va folosi diagrama n trepte a greutilor corpului gol, utilizat la navele cu partea cilindric extins pe 0,3L.

Fig.1.1

Notaiile folosite n aceast figur sunt:

g = (m Pcg)/Lordonata diagramei de greuti a corpului gol pe poriunea cilindric.

g0=(m0Pcg)/Lordonata diagramei la extremitatea prova;

gi=(miPcg)/Lordonata diagramei la extremitatea pupa;

Pcg - greutatea corpului gol pn la puntea superioar continu;

mo, mi coeficieni;

to, t1 nlimile treptelor prova i pupa

Coeficienii m0, i mi se determin din condiiile

aria nchis de diagram innd cont de scara desenului trebuie s fie egal cu greutatea Pcg a corpului gol.

abcisa centrului de greutate al acestei arii trebuie s coincid cu poziia centrului de greutate al navei.

Xcg abscisa centrului de greutate al corpului gol fa de cupla teoretic 10.

gj ordonatele curbei de greuti;

kj = 2j-2lcoeficient de multiplicare;

7.2.3. Curba mpingerilor n ap calm.

Pentru determinarea distribuiei mpingerilor n ap calm avem nevoie de curbele de carene i de diagrama Bonjean.

Notaiile aferente celor doua figuri sunt:

V-volumul carenei

deplasamentul navei

Awl - ariile plutirilor

Af - ariile imerse

Xb abscisa centrului de caren

Xf abscisa centrului de greutate al plutirilor

R raza metacentric longitudinal

dm pescajul mediu pentru situaia de ncarcare dat

dpv pescajul prova

dpp pescajul pupa

Cu deplasamentul navei corespunztor situaiei de ncrcare date se obin din diagrama de carene drepte mrimile dm, Xb, Xf, Awl, V, R, cu care se calculeaz pescajele prova i pupa n prim aproximaie.

dpv=10.758 m

dpp=11.247 m

Avnd pescajele la extremitile navei n prim aproximaie se traseaz linia de plutire pe diagrama Bonjean din care se extrag ariile imerse n prim aproximaie.

Se calculeaz n continuare volumul carenei i abscisa centrului de caren.

V=13214.9

unde: L distana dintre dou cuple teoretice;

=6.05

suma corectat:

8.Proiectarea instalatiei de balastInstalatia de balast

Instalaii similare

n timpul exploatrii unei nave pot apare diverse situaii cnd ca urmare a ambarcrii incorecte a mrfii la bord , a umplerii asimetrice a tancurilor de balast sau ca urmare a consumului de combustibil din tancurile aflate ntr-un bord sau altul , nava si modific asieta .

nclinarea transversal nrutete deplasarea navei , funcionarea instalaiilor , mainilor i mecanismelor ngreuneaz deservirea .

Instalaia de balast este destinat corectrii asietei afectate de cauzele artate.

n afara de aceasta , instalatia de balast este folosit pentru a creea pescajul necesar navigaiei fr marfa n condiiile respectrii stabilitii , precum si pentru a creea la pupa navei pescajul necesar funcionrii propulsorului .

Elementele componente :

Tancuri de balast ;

Pompe ;

Tubulatura instalatiei ;

Armaturi .

8.1. Tancurile de balast

Tancurile de balast pot fi amplasate funcie de tipul i structura navei n dublul fund , n dublul bordaj sau sub punte .

n acest sens sunt de regul la vrachiere , balastul se amplaseaz n dublul fund si n picuri .

Instalaiile de balast sunt instalaii care regleaz asieta transversal , asieta longitudinal si pescajul mediu .

Pentru reglarea asietei longitudinale se folosesc tancurile din picul pupa si prova , pentru reglarea asietei transversale se folosesc tancuri amplasate ct mai departe de planul diametral , iar pentru reglarea pescajului se folosesc toate tancurile .

8.2. Pompele

Instalatia de balast de pe fiecare nava , trebuie sa fie deservit de cel putin o pompa proprie .

Pot fi folosite ca pompe de balast si pompele de serviciu general cu debit suficient de mare cum ar fi : pompa de santin , pompa de incendiu sau pompa de rezerv a circuitului exterior.

n conditiile n care tancurile de combustibil sunt utilizate regulat si ca tancuri de balast , atunci folosirea pompei de incendiu si a pompei de rezerv a circuitului de rcire ca pompe de balast este interzis .

De asemenea nici pompa de balast propriu-zis nu poate fi folosit n scopul stingerii incendiilor si a asigurrii rcirii .

Instalaia de balast folosete pompe de tip centrifugal care n mod obligatoriu trebuie sa fie autoamorsabile .

Pompele de balast lucreaz att pe aspiratie ct i pe refulare .

8.3. Tubulatura instalatiei

Tubulatura de balast este format din ramificaii ce leag tancurile de balast de magistrala amplasat n compartimentul mainii de propulsie .

Tubulatura magistral face legtura cu pompele si cu armturile de bordaj .

Tubulatura trebuie astfel dispus nct umplerea si golirea diverselor tancuri s se realizeze independent , att atunci cnd nava este pe asieta dreapt , ct si atunci cnd nava este pe asieta nclinat i s nu fie supus ngherii .

Fiecare tanc de balast trebuie deservit de o ramificaie independent care funcie de configuraia tancului , poate avea nc una sau dou ramificaii .

Dispunerea sorburilor trebuie fcut n locurile cele mai adnci ale tancurilor , astfel nct sa se poat asigura golirea tancurilor n orice condiii .

n afara tubulaturii de introducere si evacuare a balastului , tancurile de balast sunt saturate cu reele de tubulatura pentru msurarea nivelului apei din tanc .

Tubulatura pentru aerisire se monteaz n prova tancului de balast , iar tubulatura pentru msurarea nivelului se monteaz n pupa acestuia .

Seciunea tubulaturii pentru aerisire trebuie sa fie mai mare dect seciunea tubulaturii de introducere a apei n tanc pentru asigurarea unei bune aerisiri :

- n cazul alimentrii cu pompa ;

- n cazul alimentrii gravitaionale .

Sondele de aerisire vor avea o nlime de minim 760 mm deasupra punilor principale si de minim 450 mm deasupra punii suprastructurii .

8.4. Armaturile instalatiei

Armaturile instalaiei de balast sunt din fonta , oel sau bronz. Armturile pot fi izolate sau n casete , manevrarea lor putnd fi fcut manual sau de la distanta prin comanda hidraulica , pneumatica sau mecanica n funcie de locul de amplasare , precum si de nivelul de mecanizare sau automatizare al acestora .

Toate armturile , precum si casetele de valvule se monteaz de obicei n zona compartimentului unde se monteaz si pompele .

Armturile instalaiei de balast trebuie s permit circulaia fluidului n ambele sensuri .

Din acelai considerent armaturile de nchidere ale sorburilor nu sunt cu reinere .

O construcie deosebita o au armaturile de ambarcare a balastului, armturi denumite valvule Kingstone .

Valvulele Kingstone se dispun ct mai jos posibil n zona fundului sau a gurnei pentru a evita posibila ptrundere a aerului n pompa atunci cnd pescajul navei este minim .

Pentru evitarea nghetrii seciunii de intrare sau nfundarea valvulei Kingstone se prevede nclzirea chesonului prin suflare cu abur si suflare de aer comprimat .

Pentru navele fluviale , care navig n ape de adncimi limitate , chesoanele Kingstone se dispun n borduri pentru a facilita aspiraia apei fr ml .

Stabilirea parametrilor de calcul

La proiectarea instalaiei de balast a petrolierului de 37000 tdw , am considerat urmtoarea amplasare a tancurilor de balast :

n dublul fund sub magazii pentru reglarea asietei transversale si

n picul prova si pupa pentru reglarea asietei longitudinale .

Tubulatura instalaiei de balast proiectate este formata din ramificaii ce leag tancurile de balast de magistralele aflate n dublul fund , n tunelul central , si de asemenea face legtura cu pompa si armturile din compartimentul de maini .

Tubulatura este astfel dispus nct s asigure umplerea si golirea diverselor tancuri de balast independent .

a) Tancuri de balast

Cantitatea de balast cu densiatea = 1.2 L/m3 conform tabelului:

Nr.

tancDenumirea compartimentuluiVolum

100%[m3]Volum

98%[m3]Greutatea

[t]

Pic prova P.D.19071868.861915.58

Tanc balast separat Bb.1015.35995.0431019.919

Tanc balast separat Tb.1015.35995.0431019.919

Tanc balast separat Tb.1087.881066.1221092.77

Tanc balast separat Tb.1087.881066.1221092.77

Tanc balast separat Bb.1015.35995.0431019.919

Tanc balast separat Bb.1015.35995.0431019.919

Tanc balast separat CM Bb.90.388.590.7

Tanc balast separat CM Tb.90.388.590.7

Total balast separat8325.768159.2568362.196

b)Determinare diametrelor ramificatiilor si magistralelor

Diametrul ramificaiilor tubulaturii de balast pentru fiecare tanc se determina cu relaia :

unde : V = volumul tancului de balast

RamificatieVolum

[mm3]Diametrul interior calculat [mm]Diametrul interior adopta

t[mm]Diametrul exterior adoptat

[mm]Grosimea

[mm]

1907223.2142452618

1015.35180.9161942066

1015.35185.9161942066

1087.88185.1251942066

1087.88180.9161942066

1015.35180.9161942066

1015.35180.9161942066

90.380.75483903.5

90.380.75483903.5

Total8324.76

c) Determinarea debitului minim

Registrul recomand determinarea debitului pompei de balast , tinnd seama de asigurarea vitezei apei de cel putin 2 m/s , cu diametrul tubulaturii calculat pentru tancul de balast cu volum maxim :

m3/h

m3/h

d) Recalcularea vitezelor pe tubulatura

Calcularea vitezelor pe tubulatura se va face cu ajutorul debitului minim calculat.

RamificatieDiametrul interior calculat, diViteza pe tubulatura

[m/s]

2450.48

1940.6188

1940.6188

1940.6188

1940.6188

1940.6188

1940.6188

831.446

831.446

e)Calculul hidraulic al instalatiei

Calculul hidraulic al instalaiei pe aspiraie se face pentru cel mai lung traseu de tubulatura .n acest caz de la pompa de balast aflat n compartimentul de maini la tancul din picul prova .Pe refulare se consider din tancul cel mai ridicat , n acest caz din tancul din picul prova .

Pe aspiratie :

unde :

unde :

Pe refulare :

Componena geodezic

Alegerea pompelor instalatiei

Calculul pierderilor de sarcina pe traseele de aspiratie si refulare in functie de debitul de curgere prin conducte se face dupa relatiile:

ha=Saspiratie* Qmin2

hr=Srefulare* Qmin2ha=1.1494 bari

O astfel de pompa are o turatie :

n = 1500 rot/min

Diametrul efectiv al rotorului:

D = 285 mm

hr= 0.15749 bari

za = 1.6 m

zr = 9 m

Ha = ha . g zaHa = 1.310284 bari

Hr = hr. g zr

Hr = 1.06246 bari

Hp = Ha + Hr = 2.37 bari

Alegerea rotorului

Datele initiale sunt rezultate din calcule:

Q = 339.433 m3/h = 94.28 . 10-3 m3/s

H = 2.37 . 105N/m2Cu ajutorul datelor obtinute din calcul putem alege o pompa cu urmatoarele caracteristici :

inaltimea de refulare: 17-26 mCA = 1.7-2.6 * 105 N/m2marimea stut aspiratie : 250 mm

marimea stut refulare : 200 mm

diametrul generator al carcasei: 315 mm

Astfel de pompa este: WA 250-200-315

Pompa aleasa are o turatie n = 1500 rot/min.

Diametrul efectiv al rotorului este: D = 285 mm

Pompele de tipul WA 250-200-315 pot lucra pana la o presiune efectiva de 30 bari

Debitul maxim de lucru al ecestei pompe este:

Qmax = 400 m3/h = 0.11 m3Stiind ca H = 2.37 bari = 2.37 N/m2 , puterea de lucru ce trebuie sa o aiba electromotorul de actionare a pompei de balast este :

= 0.83

P =32907 W = 32.907 KW

Pentru a asigura o cota de siguranta a electromotorului de antrenare se merge in calcul cu un adaos de putere de 10-15%, vom avea puterea motorului:

Pn = P + 0.15 . P = 3735 KW

Alegem un motor cu puterea nominala Pn = 55 KW

Motorul electric ales are caracteristicile urmatoare:

Pn = 55 KW

Un = 380 V

In = 101 A

n = 1464 rot/min

cos = 0.85;

s = 2.4%

s- factor de alunecare;

Tipul electromotorului E.M. MIB 3-M-V F 500-250 M-65-4

Pentru instalaia proiectat am utilizat urmatoarele armturi :

valvule cu reinere - trecerea fluidului se face ntr-un singur sens , de obicei acest sens fiind pe refulare ;

robinei cu clapa fluture ;

valvule imersate - sunt valvule care se afla pe ramificatiile de la tancuri . Actionarea acestor valvule se face hidraulic ;

o valvula de bordaj prin care se face refularea apei din tancuri .

Pentru diferenele de temperatur , caz n care tubulatura se dilat sau se contract conform registrului se prevd compensatori de dilataie care se dispun la o distant minim de 4 m unul fa de cellalt .

Pentru trecerea tubulaturii prin peretii tancurilor pna la magistrala , se folosesc mansoane de trecere , denumite si treceri etane .

Deoarece aceasta instalaie presupune lungimi mari vom realiza tubulatura din mai multe tronsoane . mbinarea acestor tronsoane se realizeaz cu flane n C.M. si mansoane de cuplare n afara C.M.-ului. Pentru o mai bun rezistent , flanele se sudeaz de eav att la interior ct i la exterior .La mbinarea tronsoanelor ntre flane se pune o garnitur care s asigure etanarea mbinrii , pentru a nu avea pierderi .

O armatura de ambarcare a balastului cu o construcie mai deosebita si prezenta n instalaia proiectata este valvula Kingstone .Aceasta se dispune ct mai jos posibil n zona fundului pentru a evita posibila ptrundere a aerului n pompa , atunci cnd pescajul navei este minim .

O alta armatura a instalaiei proiectate o reprezint sorburile .Sorburile executate ca ajutaje convergente (plnii de aspiraie) se plaseaz n pupa fiecrui tanc .

9. Tema economica

Eficiena economic

1. Generaliti

Dup cum este cunoscut, cota parte din venitul naional destinat acumulrii este limitat. De aceea societetea are obligaia de a urmri modul n care se utilizeaz acest fond, msura n care sumele investite contribuie la sporirea avuiei naionale, la creterea venitului naional.

Acest aspect esenial este pus n eviden cu ajutorul eficienei economice, a investiiilor destinate procurrii de noi nave din ar sau strintate.

Eficiena economic este dat de volumul rezultatelor ce se obin la fiecare leu investit i poate fi evideniat cu ajutorul raportului dintre efectele obinute i efortul de investiii depus.

Efortul de investiii pe care-l presupune construirea n ar sau procurarea din import a unei nave poate mbrca mai multe forme: material, uman i financiar.

Efortul material cerut de construirea n ar a unei nave const n alocarea din produsul social totul i consumarea unor anumite cantiti dev materiale, instalaii, mecanisme, etc provenite din producia intern.

La importul unei nave, efortul material se concretizeaz n cantitile de mrfuri pe care societatea trebuie s le introduc n circuitul economic internaional n vederea obinerii mijloacelor de plat necesare importului navei date.

Efortul uman reprezint consumul de munc vie cerut n procesul de proiectare,elaborarea tehniologiei de fabricaie, construirii i probarea navei.

Efortul financiar reprezint totalitatea fondurilor bneti folosite n vederea proiectrii, construirii i procurrii navei din ar sau din import.

Efectele obinute n urma efortului de investiii sunt variate i nu pot fi cuantificate n totalitatea lor.

Ele pot fi grupate n mai multe categorii i anume:

Efecte materiale concretizate n sporirea i diversificarea gamei de servicii oferite economiei naionale ( creterea cantitii de mrfuri transportate cu flota propie , introducerea transportului de autovehicole, containere, produse congelate, produse chimice, etc n nave specializate ), mbuntirea deserviorii flotei i porturilor, mbuntirea condiiilor de intervenie.

Efecte sociale const n ridicarea nivelului cunotinelor profesionale cerut de exploatarea navelor moderne, sporirea cunotinelor de cultur general a membrilor echipajului, mbuntirea nivelului material i a condiiilor de via.

Efecte economice ce conduc la sporirea venitului naional prin mbuntirea aprovizionrii intreprinderilor industriale, de construcii etc prin transportarea la timp i fr pierderi a produselor.

Efecte strategice rezultate ca urmare a creterii capacitii de transport a flotei, a sporirii operativitii i vitezei de deplasare, i caz de necesitate.

Eficiena economic a efortului de investiii, fie c este vorba de construirea unei nave n ar, fie de procurarea lor din import, n forma sa cea mai general poate fi pus n eviden cu ajutorul raportului dintre efectele ( Efe ) i efortul de investiii necesitat de dobndirea navei ( Ef ).

Eficiena economic a investiiilor n domeniul mijloacelor de transport pe ap poate fi evideniat numai cu ajutorul unui sistem de indicatori care s in seama ct mai complet posibil de diferitele forme de exprimare ale efortului i efectelor investiiilor.

Dinte indicatorii acestui sistem fac parte:

Indicatori de baz

Coeficientul eficienei absolute a ivestiiei (Ka)

Durata derecuperare a cheltuielilor totale de investiii (Dr)

Indicatori suplimentari

Investiia specific(i)

Productivitatea muncii (W)

Venitul brut n lei i valut

Cheltuielile de transport pe tona mila

Cursul de revenire brut i net

Durata de recuperare a cheltuielilor n valut necesitate de procurarea din import a navei, din venitul brut i venitul net annual al navei, exprimat n valut

Durata de recuperare a cheltuielilor cu materialele din import i cu materialele uor exportabile, din venitul brut i venitul net anual al navei exprimat n valut.

2. Elemente de calcul

Pentru a calcula diveri indicatori care stau la baza apreciereii eficienei economice a investiiilor in acest sector de activitate este necesar s se cunoasc continutul unor elemente de baya ale efortului i efectelor investiiei. Dintre acestea fac parte : cheltuielile totale de investitii, venitul brut, venitul net, volumul total al prestaiilor, etc

Cheltuielile totale de investiii ( I ), reprezint suma tuturor cheltuielilor efectuate de intreprinderea de transport pe ap pentru procurarea i punerea n exploatare a unei nave. Dintre acestea fac parte:

Suma pltit pentru cumprarea navei (F)

Cheltuielile de colarizare a echipajului ( S )

Cheltuielile pe timpul participrii membrilor echipajului la probe i la predarea navei ( Pr )

Cost parte a cheltuielilor comisiei de supraveghere a construciei navale ( Sp )

Alte cheltuieli ( documentaie suplimentar, piese de schimb, obiecte de inventar, etc)( D )

Venitul brut sau volumul total al ncasrilor anuale

El se calculeaz pe anumite perioade de timp de regul pe ani i poate fi exprimat n lei (Vi), ct i n valut.

Venitul net sau beneficiul ( B )

Rezult din reducerea cheltuielilor de ntreinere i exploatare ale navei din volumul ncasrilor totale anuale

d) Volumul total al prestaiilor ntr-o perioad de timp determinat, poate fi exprimat n uniti de msur naturale ( tone transportate , tone-mile transportate) i n uniti valorice.

e) Materialele din import si materialele usor exportabile folosite la constuctia navei

In categoria materialelor de import se includ materialele, mecanismele, aparatajul, instalatiile, obiectele de inventar, piesele de schimb , etc. provenite din import, procurate fie direct de santierul naval constructor, fie de intreprinderile de comert exterior. Valoarea acestor materiale se poate exprima in lei(Ni) si in lei valuta(Mi).

In grupa materialelor usor exportabile se cuprind materialele din productia interna(materialele , mecanismele, instalatii, etc.)care au piata de desfacere asigurata in strainatate. Ele se exprima in lei(Ma) si in lei valuta(Me).

In grupa materialelor usor exportabile se cuprind materialele din productia interna ( materiale, mecanisme, instalatii, etc ) care au piata de desfacere asigurata in strainatate .

Indicatorii de baza sunt indicatorii cu inalt grad de generalizare si cracterizeaza laturile esentiale ale eficientei economice . Acestia sunt :

a) Coeficientul eficientei absolute a investitiei (Ka) care pune in evidenta aportul pe care fiecare leu investit il aduce la sporirea acumularilor banesti ale societatii . El se calculeaza raportand beneficiul anual ( B ) la cheltuielile totale de investitii ( I ) :

b)Durata de recuperare a cheltuielilor totale de investitii (Dr) care reprezinta timpul in care cheltuielile de investitii sunt recuperate din venitul net realizat annual .

Cu cat durata de recuperare este mai redusa cu atat mai repede se creiaza conditiile pentru reinvestirea fondurilor respective .

Intre Ka si Dr exista un raport de inter conditionare , Dr fiind inversul lui Ka :

Exista o marime care stabileste durata maxima acceptabila a recuperarii cheltuielilor de investitii , dincolo de care efortul de investitii se considera neeconomic . Acesta este durata normativa de recuperare a investitiilor ( Drn ) care in domeniul mijloacelor de transpor maritime este de zece ani . Functia principala a Drn este aceea de a pune in evidenta variantele de proiect inacceptabil din punct de vedere economic .

Analizand mai multe variante de proiect pentru acelasi tip de nava , vor fi eliminate din analiza cele care nu satisfac Drn . Dintre cele ramase in competitie , urmeaza a se adopta una din variantele care ofera Ka maxim si Dr minim , tinandu-se seama si de marimea indicatorilor suplimentari .

3.Indicatorii suplimentari caracterizeaza laturi secundare ale eficientei economice .

Investitia specifica (i) reprezinta totalitatea cheltuielilor de investitii efectuate pentru obtinerea unei unitati de capacitate care caracterizeaza nava

Este egala cu raportul dintre I si una dintre caracteristicile principale ale navei (dead weight , puterea ,etc ) ( C ) .

Productivitatea muncii (W) reprezinta eficienta cu care este cheltuita o anumita cantitate de munca vie .

La navele destinate transportului de marfuri , nivelul productivittatii muncii se determina ca raport intre volumul total al prestatiilor dintr-o anumita perioada de timp ( luna, trimestru, an) si mrimea echipajului navei (E).

Productivitatea muncii exprimata in tone mile se determina cu relatia :

in care Ptr- prestatia exprimata in tone zile

In expresie valorica , productivitatea muncii se calculeaza cu formula:

La navele de pescuit , productivitatea muncii se obtine impartind volumul productiei globale Pg la numarul membrilor echipajului (E) :

Venitul brut obtinut la un leu investit se exprima in lei (vb) si in lei-valuta (vb):

EMBED Equation.3

Cheltuielile de transport pe tona-mila (Ct) se determina raportand cheltuielile anuale cu intretinerea si exploatarea navei (CIE) la volumul total al prestatiei din perioada respectiva , exprimat in tone mile (Ptr) :

Cursul de revenire brut (Crb) este indicatorul care arata marimea cheltuielilor exprimata in in lei pe care nava le efectueaza pentru un leu valuta obtinut prin prestarea transportului .

lei / leu valuta

In acest raport cu cat Crb va fi mai mic cu atat prestatia de transport va fi mai avantajoasa .

Cursul de revenire net (Crn) se calculeaza raportand CIE la Vi, dupa ce in prealabil au fost reduse atat la numarator cat si la numitor cheltuielile efectuate in valuta .

lei / leu valuta

unde :

Ab, Ab alocatia de hrana , in lei (Ab) si in lei valuta (Ab)

Is, Is indemnizatia pentru strainatate

As, As asigurarea navei la societatile de asigurari straine

Pa, Pa cheltuielile portuare si de agentura

R, R reparatii platite in valuta

Cl, Cl cheltuieli pentru combustibil si lubrefianti

Durata de recuperare acheltuielilor in valuta necesitate de procurarea navei din import (I) , din venitul brut anual al navei exprimat in lei valuta (Vi).

Durata de recuperare a cheltuielilor in valuta necesitate de procurarea din import a navei (I) din incasarile nete anuale in valuta ale navei :

Durata de recuperare a cheltuielilor cu materiale din import (Mi) si usor exportabile (Me) folosite la constructia navei in tara (in lei valuta ), din venitul brut anual al navei exprimat in lei valuta .

Durata de recuperare a cheltuielilor cu materialele din import si usor exportabile folosite la consructia navei in tara (in lei valuta ), din incasarile nete anuale ale navei in lei valuta .

Varianta care ofera cea mai redusa investitie specifica , cea mai ridicata productivitate a muncii , cel mai mare venit la un leu investit si cea mai mica durata de recuperare a cheltuielilor in valuta este considerata varianta optima.

Eficiena economic a navei se determin printr-o serie de indicatori de baz i specifici.

3. Calculul indicatorilor de eficien3.1 Determinarea capacitii utile de ncrcare

WS deplasamentul de serviciu la plin ncrcare ( 37000 tdw );

Me masa echipajului;

E numrul membrilor din echipaj = 40;

mE masa medie a unui om i a bagajelor sale = 120 [kg];

RC rezerva de combustibil

RC =1450 [t];

Verificm dac rezervele ce combustibil asigur autonomia navei A= 12000 Mm

unde:

Pi puterea instalat = 11400 kW

Tf timp de funcionare

K1 coeficientul de abatere din drum datorit vntului i valurilor

K1 = 1.02

VS viteza de serviciu = 16 Nd

NCC consumul specific de combustibil = 0.159 kg/CP ( h

K2 - coeficient de sporire a rezervei de combustibil (K2 = 1.1 )

Rezult :

deci rezervele de combustibil greu sun suficiente.

RA rezerva de ap:

ap tehnic = 97 [t];

ap potabil = 51 [t];

Verificm dac rezervele de ap sunt suficiente pentru autonomia navei :

unde:

NCA = 70 kg/om ( zi;

E = 40 persoane;

A = 12000 Mm;

( rezervele de ap sunt suficiente.

RAL rezerva de alimente

RAL = 13.7 [t];

Verificm dac rezerva de alimente este suficient pentru autonomia navei:

unde:

E = 40 persoane;

VS = 16 Nd;

A = 12000 Mm;

NCAL = 4 kg/ om ( zi;

NCAL necesarul mediu zilnic de alimente pentru un om;

deci rezerva de alimente este suficient pentru a asigura autonomia navei.

RL rezerva de lubrifiani

Tancurile de ulei au o capacitate de 58.5 [t].

Verificm dac rezervele de ulei sunt suficiente pentru asigurarea autonomiei navei.

unde :

Pi puterea instalaiei = 11400 kW;

Tf timpul de funcionare;

K1 coeficientul de abatere din drum datorit vntului i valurilor

K1 = 1.02

NCU consum specific de ulei;

NCU = 5.4 g/CP h;

K2 coeficient de sporire a rezervei de ulei;

K2 = 1.1;

, deci este asigurat autonomia navei din punctul de vedere al necesarului de ulei la bordul navei.

Capacitatea util de ncrcare va fi:

Eficiena economic o vom calcula pentru o rut dat.

Distana de parcurs ntr-un voiaj este:

A1 = 2(1500 [Mm] = 3000 [Mm];

3.2. Durata unui voiaj

unde:

Tfvo = 2 zile timpul formalitilor vamale n portul de origine;

Tipo = 0 timpul de ncrcare n portul de origine;

Tmpd = timpul de mar spre portul destinaie;

A1 = 3000 Mm;

VS = 16 Md;

K1 coeficientul de abatere din drum datorit vntului i valurilor

K1 = 1.02

Tvpd = 2 zile timpul formalitilor vamale n portul destinaie;

Tdpd = 0 timpul de ncrcare n portul destinaie;

Tipd timpul de ncrcare n portul destinaie

Pu = 35454.5;

Nid capacitatea de ncrcare a instalaiei = 30000 t/zi;

Tmpo timpul de mar spre portul de origine;

A1 = 3000 Mm;

VS = 16 Md;

K1 coeficientul de abatere din drum datorit vntului i valurilor

K1 = 1.02

Tdpo timpul de descrcare n portul de origine;

Tdpo = Tipd = 0 zile;

Durata unui voiaj:

3.3. Determinarea ncasrilor anuale

Venitul n valut anual:

[USD]

unde:

PU = 354554.5 t - ncrctura util;

NV numrul de voiaje anuale;

ZE numrul de zile de exploatare pe an;

ZE = 250 zile;

DV numrul de zile de verificri pe an;

voiaje

pv preul transportului = 35 USD/t;

venitul annual:

VV = 1.35 ( 35454.5 ( 15 ( 35 = 25128376 USD/an;

3.4. Determinarea cheltuielilor anuale de ntreinere i exploatare

CIE = CS + PS + Ca + CR + Cap + CL + AS + Ccom + CD

Unde:

CS cheltuieli pentru salariile echipajului;

CS = 12 ( E ( cs USD/AN;

E numrul de membri din echipaj = 40;

cs salariul mediu al unui membru din echipaj;

cs = 1700 USD/lun;

CS = 12 ( 40 ( 1700 = 816000 USD/an;

PS cheltuielile portuare i de agenie;

L = 180 m lungimea navei = 590.4 ft;

B = 28 m limea navei = 91.84 ft;

D = 16.8 nlimea de construcie = 55.104 ft;

TPS = (Tipd + Tfvpd) ( NVTPS timpul n care se pltesc taxele portuare i de agenie;

Tipd timp de ncrcare n portul de destinaie;

Tipd = 1.284 zile;

Tfvpd timp pentru formalitile vamale;

Tfvpd = 2 zile;

NV numrul de voiaje anuale;

NV = 15;

TPS = (1.284 + 2) ( 15 =49.26

Ca cota anual de amortizri;

Ca = 0.0455(PNPN preul navei = 30000000 USD

Ca = 0.0455 ( 30000000 = 1365000 USD/an

CR cheltuieli pentru reparaii;

CR = 0.015 ( PN =0.015 ( 30000000