Studiu Asupra Instalatiilor Si Stabilirea Caracteristicilor Principale Ale Corpului Navei

8/8/2019 Studiu Asupra Instalatiilor Si Stabilirea Caracteristicilor Principale Ale Corpului Navei

http://slidepdf.com/reader/full/studiu-asupra-instalatiilor-si-stabilirea-caracteristicilor-principale-ale 1/80

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

Studiu asupra instalatiilor si stabilirea caracteristicilor principale ale

corpului navei

Capitolul 1

Stabilirea caracteristicilor principale ale corpului navei şi verificarea lor

Stabilirea caracteristicilor principale ale corpului navei

Stabilirea caracteristicilor principale ale corpului navei s-au determinat luăndu-se în

considerare o navă cu deplasamentul deadweight de 55000 tdw, existentă în exploatarea flotei

comerciale române . Astfel, pentru nava de proiectat cu un deplasament deadweight de 50000

tdw, se obţin următoarele dimensiuni principale ale corpului datorită derivării cu un

coeficient k= r

p

∆

∆3

.

k= 55000

500003

. k= 0,96

Dimensiunile navei de proiectat:

LCWL =199,51 m

Lpp =195,12 m

Lmax =212,54 m

Bx = 30,24 m

D = 17,08 m

T = 12,09 m

Pagina 1 din 80




1.2. Verificarea caracteristicilor principale ale corpului navei

Domeniile de variaţie ale rapoartelor dintre valorile diferitelor caracteristici principale

ale corpurilor de navă de dimensiuni medii, obţinute pe cale statistică, se înscriu în anumite

limite. Acestea sunt:

85,07,0D

T;75,3 233,9

T

L

48,04,0B

T;1 311

D

L

65,055,0B

D;5,70,6

B

L

CW L

x

CW L

xx

CW L

÷=÷=

÷=÷=

÷=÷=

Pentru navele maritime cu zonă de navigaţie nelimitată, R.N.R. prevede

5,2D

B;17

D

LCWL ≤≤

Pentru nava de proiectat, rapoartele considerate au valorile:

597,624.30

51.199==

x

CWL

B

L

;675,11

08,17

51.199==

D

LCWL

;494,16

09,12

51,199==

T

LCWL

565,024,30

08,17==

x B

D

;4,0

24,30

09,12==

x B

T

;707,0

08,17

09,12==

D

T

Se observă că valorile rapoartelor se încadrează în domeniile de variaţie indicate.

In literatura de specialitate sunt indicate[1] valorile uzuale pentru coeficienţii de fineţe

corespunzători carenelor diferitelor tipuri de nave. Astfel, pentru navele medii, se găsescvalorile:

78,07,0CB ÷= ; 88,084,0CW ÷= ; 98,095,0CM ÷= .

Pentru nava de proiectat, coeficienţii de fineţe indicaţi înregistrează următoarele

valori:

Pagina 2 din 80




8122,0= BC ; 8913,0=W C ; 9923,0=M C .

Capitolul 2

Alegerea formelor şi întocmirea planului de forme

La trasarea planului de forme al navei de proiectat se va utiliza metoda derivării cu un

coeficient k , plecând de la planul de forme al unei nave vrachier de 55000 tdw. Această navă

prezintă următoarele caracteristici principale:

Δr = 55000 tdw

Lmax r =221,4 m

LCWL r =207,83 m

L pp r =203,26 m

Bxr = 31,5 m

Dr = 17,8 m

Tr = 12,6 m

Existând diferenţe între dimensiunile principale ale corpurilor celor două nave – de

referinţă şi de proiectat – se vor calcula coeficienţii de derivare corespunzători:

pentru dimensiunile longitudinale:

959,083,207

51,199

L

L

CWLr

CWL === L

C

;

pentru dimensiunile transversale:

96,05,31

24,30

B

B

xr

x ===T

C

pentru dimensiunile verticale:

959,08,17

08,17

D

D

r

===V

C

Se poate astfel determina şi valoarea L pp pentru nava de proiectat:

m LC L ppr L pp 12,19526,203959,0 =⋅=⋅=

Pagina 3 din 80




Se va putea trasa în consecinţă planul de forme al navei de proiectat plecând de la cel

al navei de referinţă,cunoscând valorile coeficienţilor de derivare ai diferitelor tipuri de

dimensiuni .

Putem intocmi planul de forme în conformitate cu una din scãrile de reprezentare

standardizate:

1:1 , 1:5 , 1:10 , 1:20 , 1:25 , 1:50 , 1:100 , 1:200 .

-scara de reprezentare ce va fi utilizată la trasarea planului de forme este 1:200.

Reprezentarea geometrică a corpului teoretic al navei obţinută prin secţionarea

acestuia cu un sistem de trei plane ortogonale denumite astfel: constituie planul de forme

-planul diametral (secţionează nava simetric longitudinal);

-planul transversal al cuplului maestru (secţionează nava în dreptul cuplului maestru);

-planul plutirii (coincide cu planul suprafeţei libere a apei liniştite la linia de vară de

plină încărcare ).

Utilizăm şi planul de bază al navei în scopul obţinerii de proiecţii auxiliare,pe lângă

planul orizontal de secţionare al plutirii.

Se numeşte “cuplu maestru” secţiunea transversală a navei, de arie maximă. Planul

cuplului maestru va fi planul ce va secţiona nava transversal în dreptul cuplului maestru.

Se numeşte “plan de bază” planul paralel cu suprafaţa liberă a apei şi care conţine

punctul de intersecţie inferior al planelor diametral şi al cuplului maestru.

În urma proiectării corpului navei pe cele trei plane mai sus amintite, vor rezulta trei

proiecţii denumite, respectiv: longitudinal, transversal, orizontal.

Longitudinalul prezintă secţiuni ale navei determinate de planul diametral şi plane

paralele cu acesta ce împart lăţimea maximã a cuplului maestru în părţi egale, sau oarecare.

Proiecţiile rezultate se vor nota cu cifre romane.

Transversalul prezintă secţiuni ale navei determinate de planul cuplului maestru şi plane transversale ce împart lungimea plutirii de maximă încărcare (secţiunea determinată în

corpul navei de suprafaţa liberă a apei atunci când nava este încărcată la nivelul maxim

admisibil) în pãrţi egale. În zonele de curbură pronunţată ale corpului navei se pot utiliza

planuri de secţionare suplimentare situate la distanţe regulate între planurile cuplelor iniţial

determinate. Secţiunile rezultate se numesc “cuple (coaste) teoretice” şi se proiectează pe

planul cuplului maestru notându-se cu cifre arabe. Cuplele se vor reprezenta pe jumătate din

motive de simetrie, astfel cuplele dinspre zona pupa se vor reprezenta în stânga urmei planului diametral iar cele dinspre zona prova în dreapta urmei planului diametral.

Pagina 4 din 80






Pe planşă se trasează un chenar precum şi un indicator conform normelor de desen

tehnic.Planul de forme obţinut este prezentat în desen.

Capitolul 3

Calculul curbelor hidrostatice şi al curbelor Bonjean

3.1. Consideraţii generale

În practica exploatării navale este necesară cunoaşterea unei serii întregi de parametri

ce pot furniza date importante despre caracteristicile constructive şi evolutive ale corpului

navei în mediul marin în diferite condiţii de navigaţie. Pe baza planului de forme se pot

determina o serie întragă de astfel de parametri.

Astfel, o primă posibilitate este determinarea ariilor plutirilor drepte şi porţiunilor de

cuple transversale situate sub plutirea de maximă încărcare alese la întocmirea caroiajelor.

Teoretic, valoarea acestor arii se calculează cu ajutorul relaţiilor integrale următoare:

-pentru ariile plutirilor drepte: ∫ − ⋅=

2/L

2/L

W

WL

WLdxyA

unde: LWL = lungimea plutirii a cărei arie se calculează ;

x є [ -LCWL/2 ; LCWL/2 ]

-pentru cuplele transversale:∫ ⋅⋅=)(

0

2zT

x dzyA

unde: T = pescajul navei la plină încărcare ; z є [ 0 ; D+f ] ;

f = săgeata maximă a selaturii punţii în dreptul cuplei respective.

Se folosesc metode practice de calcul printre care se numără următoarele ,în vederea

determinării acestor arii cu ajutorul planului de forme:

Pagina 6 din 80




-metoda trapezelor (constă în transcrierea şi prelucrarea sub formă tabelată a

dimensiunilor corespunzătoare corpului navei obţinute prin măsurare directă din planul de

forme);

-metoda Cebîşev;

-metoda coordonatelor polare.

În proiectul prezentat s-a folosit metoda trapezelor ale cărei considerente de ordin

teoretic vor fi prezentate în cele ce urmează.

3.2. Calculul parametrilor necesari la trasarea diagramei de carene drepte cu ajutorul

metodei trapezelor

3.2.1. Determinarea ariei unei plutiri “j” :

Se va utiliza formula principială de calcul:

∫ −

⋅⋅=2/L

2/L

jWj

CWL

CWL

dxy2A

; j = 0…m

unde: m = numărul plutirilor reprezentate în desen (5 plutiri în cazul de faţă)

Pentru simplificarea calculelor limitele de integrare ±LCWL/2 se vor aplica pentru

toate plutirile considerate. Având în vedere că existã şi plutiri ce nu se extind între aceste

două limite, erorile pot fi înlăturate, în mare parte, prin utilizarea de valori fictive determinate

prin metode de calcul geometric.

Astfel, aria plutirii “j” va fi considerată ca egală cu dublul sumei ariilor trapezelor

generate pe caroiajul orizontalului de urma planului diametral, conturul plutirii “j” şi grupuri

de câte două semilăţimi de cuple succesive după axa Ox.

Utilizând valorile din planul de forme se va obţine:

]2/)yy(yy...yyy[2A nj j0nj j)1n( j2 j1 j0Wj +−+++++⋅λ⋅= −

Pagina 7 din 80




unde: ∙ y0j + y1j + y2j + ….. + y(n-1)j + ynj = σj’ = suma necorectată a semilăţimilor

după axa Ox [m]

∙ ( y0j + ynj)/2 = corecţie [m]

∙ y0j + y1j + y2j + ….. + y(n-1)j + ynj − ( y0j + ynj)/2 = σj = suma corectată a

semilãţimilor dupã axa Ox [m]

∙ λ = distanţa dintre două cuple succesive [m]

Astfel: AWj = 2∙λ∙ (σj’ – corecţie) = 2∙λ∙σj [ m² ]

Awj= 2∙λ∙σj [m²]

Pentru nava consideratã în proiect, valorile AWj sunt prezentate în tabel.

3.2.2. Determinarea ariilor porţiunilor de cuple situate sub linia plutirii “m” (plutirea

de maximă încărcare ) :

Formula principială de calcul va fi:

∫ ⋅⋅=

Tm

0

ixim dzy2A

; i = 0…n

unde: n = numărul cuplelor reprezentate în desen ( 20 în cazul de faţă )

Astfel, aria corespunzătoare cuplei “i” vor fi considerate egale cu dublul sumei ariilor

trapezelor generate pe caroiajul transversalului de urma planului diametral, conturul cuplei

“i” şi grupuri de câte două semilăţimi de cuple succesive după axa Oz.

Prin utilizarea valorilor obţinute din planul de forme, relaţia de calcul devine:

]2/)yy(yy...yyy[t2A im0iim)1m(i2i1i0ixim +−+++++⋅⋅= −

unde: ▪ yi0 + yi1 + yi2 + ….. + yi (m-1) + yi m = Ui’= suma necorectată a

semilăţimilor după axa Oz [m]

Pagina 8 din 80




▪( yi0 + yi m )/2 = corecţia [m]

▪ yi0 + yi1 + yi2 + ….. + yi (m-1) + yi m – ( yi0 + yi m )/2 = Ui = suma corectată a

semilăţimilor după axa Oz [m]

▪ t = distanţa dintre două plutiri succesive [m]

Astfel: Axim = 2∙ t ∙ ( Ui’ – corecţie ) = 2∙ t ∙ Ui [m²]

Deci: Axim = 2∙ t ∙ Ui [m²]

Pentru nava considerată în proiect, valorile Axim sunt prezentate în tabel.

3.2.3. Determinarea volumului de carenă :

Volumul de carenă se poate obţine prin integrarea dupã axa Ox a valorilor Axm sau

prin integrarea dupã axa Oz a valorilor Aw.

Folosind prima varintă de calcul, se obţine pentru volumul de carenă ce se noteazã cu

VCWL sau Vm o relaţie de forma:

dxAVV

2/L

2/L

xmmCWL

CWL

CWL

∫ −

⋅==

[m³]

= λ ∙ [ Ax0 m +Ax1 m + Ax2 m +….+ Ax(n-1) m +Axn m – (Ax0 m + Axn m)/2]

=2 ∙ λ ∙ t ∙ [U0 m + U1 m + U2 m +….+ U(n-1) m + Un m – (U0 m + Un m)/2]

Folosind cea de-a doua variantă se obţine:

dzAVV

T

0

WmCWL ∫ ⋅==

[m³]

= t ∙ [ Aw 0 + Aw 1 + Aw 2 +….+ Aw (m-1) + Aw m – ( Aw 0 + Aw m)/2]

=2 ∙ λ ∙ t ∙ [σ0 + σ1 + σ2 +….+ σm-1+ σm – (σ0 + σm)/2]

Pagina 9 din 80




La obţinerea ariilor porţiunilor de cuple şi volumului de carenă situate sub o plutire

oarecare j , integrarea relaţiilor prezentate mai sus se face până la cota plutirii j ceea ce

înseamnă că ultimii termeni ai sumelor integrale vor fi cei cu indicele de iteraţie j. Astfel vor

putea fi calculate Axij şi V j. Odată cu V j vor putea fi determinate Δ j şi j

având în vederefaptul că:

k V j j ⋅=∇ [m³] ; k ≈ 1,01 = coeficient ce introduce în calcul volumul

foilor de tablă ce îmbracă suprafaţa teoretică de calcul

japa j ∇⋅=∆ γ [ kN ] ; γapă de mare ≈ 10,055 [ kN / m³ ]

Valoarea volumului de carenă corespunzător pescajului maxim este dată în tabelul 2.Diferenţa obţinută prin integrarea pe orizontală şi pe verticală a ariilor plutirilor, respectiv a

cuplelor, este de 406,9 m³ ceea ce la volumul total mediu de 67418,2 m³ reprezintă o abatere

de aproximativ ± 0,6 %.

3.2.4. Determinarea coordonatelor centrelor plutirilor:

Datorita faptului ca nava este simetrică faţă de planul diametral, centrele suprafeţelor

plutirilor sunt conţinute în acest plan, deci componentele după axa Oy ale coordonatelor

acestora sunt nule. De asemenea, cotele centrelor plutirilor sunt egale cu cotele plutirilor

cărora le aparţin. În acest caz mai este necesară determinarea componentelor după axa Ox ale

coordonatelor centrelor plutirilor.

Având în vedere că:∫

−

⋅⋅⋅=2/L

2/L

CWL

CWLW

F dxyxA

2x

, particularizat pentru

fiecare plutire în parte se va obţine:

∫

−

⋅⋅⋅=2/L

2/L

j

j

j

CWL

CWLW

F dxyxA

2x

[m]

Având în vedere notaţiile şi relaţiile de la punctele anterioare şi integrare prin metoda

trapezelor, va rezulta că:

Pagina 10 din 80




∑=

⋅⋅=n

i

iji

j

Fj yxx0

λ

[m]

Deci:

)](22

1)(1...)()12()(

2[ 01

21

210 jnj j

n j

nij jn jnj

j

Fj yynyyyynyynx −⋅⋅−−⋅++−⋅−+−⋅⋅= −+−

σ

λ

Cunoscându-se elementele ce apar în relaţie, se realizează calculul în mod

sistematizat, sub formă de tabel.

3.2.5. Determinarea coordonatelor centrelor de carenă corespunzătoare plutirilor

considerate:

În studiul diferiţilor parametri ai corpului navei este necesară cunoaşterea poziţiei

centrului de carenă corespunzãtor pescajului maxim al navei sau pentru diferite pescaje

intermediare, cum ar fi cele determinate de plutirile considerate. Similar centrelor

suprafeţelor plutirilor, şi centrele de carenă sunt situate în planul diametral din motive de

simetrie a corpului navei faţă de acest plan. Pentru determinarea componentelor longitudinale

ale coordonatelor centrelor de carenă se are în vedere relaţia:

∫ ⋅⋅⋅=Tj

FjWj

j

j dzxAV

xB

0

1

[m].

Astfel:

)](2

1....[ 001100 FjwjFwFjwjFwFw

j

j xAxAxAxAxAV

txB ⋅+⋅⋅−⋅++⋅+⋅⋅=

Pentru determinarea cotelor centrelor de carenă corespunzătoare diferitelor plutiri se

utilizează relaţiile:

∫ ⋅⋅⋅=

Tj

0

W

j

j dzzAV

1KB

)](

2

1...[ 001100 jWjW jWjWW

j

j zAzAzAzAzAV

tKB ⋅+⋅⋅−⋅++⋅+⋅⋅=

Calculele se realizează sistematizat, sub formă tabelară, prin înlocuirea termenilor din

relaţiile prezentate.

Pagina 11 din 80




O proprietate importantă prezintă graficul variaţiei centrelor de carenă ce se

intersectează în puncte proprii de extrem local cu graficul variaţiei centrelor plutirilor. De

asemenea, graficul variaţiei cotelor centrelor de carenă admite tangentă axa ordonatelor în

dreptul plutirii 0.

Valorile celor două coordonate ale centrelor de carenă pentru nava de proiectat sunt

prezentate în tabelele 4.1. şi 4.2.

Determinarea volumurilor de carenă şi deplasamentelor corespunzătoare plutirilor

considerate:

Este suficientă integrarea dupã axa Oz a valorilor ariilor plutirilor AWj , utilizându-se

relaţia:

∫ ⋅=jT

Wj j dzAV0

Utilizând metoda trapezelor, relaţia se mai poate scrie:

Vj =t ∙ [ Aw 0 + Aw 1 + Aw 2 +….+ Aw (j-1) + Aw j – (Aw 0 + Aw j)/2]

=2 ∙ λ ∙ t ∙ [σ0 + σ1 + σ2 +….+ σj-1 + σ j – ( σ0 + σj )/2]

Corespunzător plutirilor j se pot calcula şi deplasamentele navei ce detremină

pescajele date de aceste plutiri:

kV ja p a ja p a j ⋅⋅∇⋅=∆ = γ

Calculele se realizează tabelar, rezultatele obţinute fiind prezentate în tabel.

3.2.7. Determinarea momentelor de inerţie ale plutirilor faţă de axele longitudinale şi

transversale ale sistemului de axe:

Pagina 12 din 80




Suprafeţele plutirilor navei, prin poziţia lor faţă de sistemul de axe considerat, dau

naştere faţă de axele longitudinale şi transversale ce trec prin centrele lor geometrice unor

momente de inerţie ce se calculează prin integrarea următoarelor relaţii:

- pentru momentele de inerţie ale celor j plutiri faţă de axa longitudinală

∫ −

⋅⋅=2/L

2/L

3 jL

CWL

CWL

j dxy3

2I

)](

2

1.....[

3

2 330

331

30 nj jnj j jL yyyyyI j +⋅−+++⋅⋅= λ

Valorile calculate ale momentelor ILj sunt date în tabelul nr. 6.

- pentru momentele de inerţie ale celor j plutiri faţă de axa transversală

Se va calcula mai întâi momentul de inerţie al plutirilor faţă de axa transversală a

sistemului de axe — Oy :

dxyxI j

L

Lyj

CWL

CWL ⋅⋅⋅= ∫ −

2

2

2

2

)](2

1

...........[2

2222

22222

0011

12

1222

12

12

1100

j j j j

j j j j jyj

nnnnnn

nnnnnn

yxyxyxyx

yxyxyxyxyxI

⋅+⋅⋅−⋅+⋅

++⋅+⋅+⋅++⋅+⋅⋅⋅=

−−

++−−

unde n = 20.

Ţinând cont de faptul că abscisele cuplelor sunt simetrice faţă de cuplul maestru, două

câte două, relaţia de calcul de mai sus devine:

)]yy()2

n(

2

1y0

)yy(1.....)yy()12

n()yy()

2

n[(2I

j j2

j2

j j2

j j2

j j23

yj

n02

n

12

n12

n1n1n0

+⋅⋅−⋅+

++⋅+++⋅−++⋅⋅λ⋅= +−−

Valorile momentelor Iyj sunt date în tabelele nr. 7.1, 7.2, 7.3, 7.4, 7.5, 7.6.

Pagina 13 din 80




Pentru calculul momentului de inerţie faţă de axa transversală ce trece prin centrul

geometric al plutirii se va scrie:

2 jWjyjTj FxAII ⋅−=

Valorile calculate pentru momentele de inerţie ITj sunt prezentate în tabelul nr. 8.

3.2.8. Determinarea razelor metacentrice corespunzătoare plutirilor considerate:

Datorita diferitelor pescaje ale navei, razele metacentrice transversale şi longitudinale

ale iau diferite valori.

Pentru determinarea valorilor acestor parametri se utilizează relaţiile:

;

j

TT

V

IBM

j

j = j

LL

V

IBM

j

j =[m]

Valorile astfel calculate sunt prezentate tabelar.

În preajma plutirii 0 graficele de pe diagrama de carene drepte se întrerup datorităimposibilităţii existenţei practice a situaţiei ce ar fi reprezentate în caz contrar.

3.3. Scara Bonjean

3.3.1. Consideraţii generale

În studiul teoretic al comportamentului navei şi în cursul exploatării curente a acesteia

este necesară cunoaşterea volumului efectiv imersat al corpului navei la un moment dat,

indiferent de forma valului pe care se află acesta.

O construcţie grafică deosebit de utilă la determinarea acestui volum o constituie

‘‘scara Bonjean’’.

Diagrama este constituită din reprezentarea pe urma corpului navei a unei serii de

grafice reprezentând ariile cuplelor teoretice transversale considerate în planul de forme alnavei cuprinse între planul de bază şi înălţimea D+f a fiecărei cuple.

Pagina 14 din 80




Urma intersecţiei dintre corpul navei şi planul diametral, prezentă pe scara Bonjean,

are scara înălţimilor dublă faţă de cea a lungimilor.

La determinarea volumului imersat al corpului navei se trasează pe diagrama astfel

rezultată urma plutirii sau a valului pe care se află nava şi se integrează pe lungime ariile

imerse ale cuplelor teoretice citite în dreptul intersecţiei dintre urma suprafeţei apei şi urmele

cuplelor pe diagramă.

3.3.2. Calculele necesare trasării scării Bonjean

Graficele de variaţie ale cuplelor pe înălţime se obţin prin integrarea după axa Oz a

semilăţimilor cuprinse între planul de bază şi cota pescajului de încărcare maximă citite din

planul de forme al navei şi prezentate în tabelul 1 precum şi a celor cuprinse între această

cotă şi cea corespunzătoare ultimei plutiri ce poate fi trasată până la înãlţimea de construcţie

cu condiţia echidistanţei t (t= 2,41m) dintre toate plutirile, pentru fiecare cuplă în parte. La

ariile rezultate astfel se mai adaugă şi ariile situate între ultima plutire echidistantă posibilă a

fi trasată şi înălţimea D+f. Înălţimea D+f se determină luând în calcul şi selatura cuplei a

cărei arie se determină ceea ce aduce punctul de intersecţie al conturului cuplei respective cu

urma planului diametral la o cota faţă de planul de bază superioară celei corespunzătoare

punctului de intersecţie al liniilor punţii şi bordajului cuplei respective.

Într-o primă etapă de calcul se realizează determinarea ariilor jumătăţilor de cuple

precum şi a momentelor statice ale jumătăţilor de cuple faţă de planele dimetral şi de bază al

navei.

Pentru ariile jumătăţilor de cuple se poate scrie:

ii

T

iii

ixi f yyya

dzyA ak m

k m

ak mk m ⋅⋅++⋅+⋅= +

+

++∫ )()(

3

2][

20 [m²];

Cele două momente statice se vor determina cu relaţiile:

ii

iii

iiiiiz

f y

yya

yyyyyt

M

ak m

ak mk mk mk mi

⋅⋅+

++⋅++⋅−+++⋅=

+

++++

2

2222222

)(

)(010

15

4

][4

)](2

1...[

4'

Pagina 15 din 80




)8

3(

3

2)

2(][

2

] })(0[2

1

)(. . .10{2'

)()(

010

2

iiiii

iiii

iiiiiy i

f Df ya

Dyya

ykmyykmyy

t

M

akmakmkm

kmkm

⋅+⋅⋅+⋅+⋅

+⋅++⋅⋅−⋅+++⋅+⋅⋅=

⋅− +++

++

Se determina aria şi momentele statice ale cuplelor întregi prin dublarea valorilor

obţinute pentru jumătăţile de cuple,în cea de-a doua etapă :

Axi = 2∙ Axi’ [m²]; Mzi = 2∙ Mzi’ [m³]; Myi = 2∙ Myi’ [m³]

În relaţiile prezentate s-au folosit următoarele notaţii:

- i = 0…n ;

- k = numărul de plutiri echdistante situate deasupra plutirii de maximă încărcare pe

cupla respectivă ;

- Tm+k = cota plutirii echidistante maxime ;

- yi(m+k) = semilăţimea în dreptul plutirii echidistante maxime pe cupla respectivă ;

- yi(m+k)a = semilăţimea în dreptul înălţimii de construcţie pe cupla respectivă ;

- Di = înălţimea de construcţie a cuplei respective

- f i = selatura cuplei respective.

Parametrii calculaţi pentru jumătăţile de cuple pot fi reprezentaţi pentru fiecare cuplă

în parte, suprapus, aşa cum este prezentat în acest proiect.Totodată, se realizează şi

construcţia grafică denumită “scara Bonjean” ce evidenţiază pe urma secţionării corpului

navei cu P.D. valorile ariilor suprafeţelor întregi ale cuplelor teoretice ale navei .Calculul celor 3 parmetri corespunzători fiecărei cuple (jumătăţi de cuple) în parte se

poate face tabelar aşa cum apare prezentat în tabelele 10.1…….10.21 în calculul căror

coloane s-a considerat:

Axi’ = (t/2)∙III; Mzi’ = (t/4)∙VII; Myi’ = (t²/2)∙XI

Axi = 2∙IV; Mzi = 2∙VIII;

Pagina 16 din 80




Capitolul 4

DESCRIEREA GENERALĂ A CONSTRUCŢIEI CORPULuI NAVEI

Destinaţia navei

Nava este destinată transportului următoarelor mărfuri în vrac : minereu de fier,

cereale, cărbuni, fosfaţi şi similare.

Tipul navei

Nava este construită ca bulk-carrier cu o singură elice, cu compartiment maşini şi

suprastructura la pupa. Nava are o punte continuă cu teugă şi ruf pupa.

Spaţiul pentru marfă este împărţit în şapte magazii (3 magazii mari şi 4 mici) cu

autorujare. Toate cele şapte magazii sunt prevăzute cu capace identice acţionate mecanic.

Magaziile mari, spre deosebire de cele mici, sunt prevăzute cu un grup de câte 2 capace.

Tancurile laterale superioare sunt special adaptate pentru transportul cerealelor.

Dimensiuni principale

Lungimea maximă ...……………………………………. aprox. 212,54 m

Lungimea între perpendiculare ……………………………. 195,12 m

Lungimea plutirii la linia de încărcare de vară ……………. 199,51 m

Lăţimea de construcţie …………………………………….. 30,24 mÎnălţimea de construcţie la puntea principală ……………… 17,08 m

Pescajul corespunzător liniei de încărcare de vară ………… 12,09 m

Deadweight

Deadweightul navei complet dotată, gata de exploatare şi cu marfă în apă de mare (se

consideră apa de mare ca având greutatea specifică 1,025 t/m3

) la pescajul de eşantionaj de12,09 m, pe chilă dreaptă, este de aprox. 50.000 tdw.

Pagina 17 din 80




Deadweightul cuprinde : marfă, combustibil şi ulei de ungere, apa dulce, echipaj cu

bagaje, alimente şi materiale consumabile, piese de rezervă în afara cerinţelor Societăţii de

Clasificare.

În deadweight nu sunt incluse: apa şi combustibilul din motorul principal, motoarele

auxiliare şi caldarine, apa din tancul de circulaţie apă de răcire pistoane sub nivelul normal,

combustibilul şi uleiul din instalaţiile de serviciu direct ale motorului principal.

Deadweightul navei poate fi modificat datorită creşterii sau micşorării greutăţii navei

în urma eventualelor modificări tehnice acceptate de Societatea de Clasificare.

Determinarea exactă a deadweightului se va face la sfârşitul construcţiei navei prin

stabilirea practică a greutăţii navei goale la proba de înclinare.

Capacitatea de încărcare

Magazia nr.1 …………………………………………….. 6805,3 m3

Magazia nr.2 …………………………………………….. 11180,1 m3

Magazia nr.3 …………………………………………….. 6649,7 m3

Magazia nr.4 …………………………………………….. 11666,2 m3

Magazia nr.5 …………………………………………….. 6649,7 m3

Magazia nr.6 …………………………………………….. 11666,2 m3

Magazia nr.7 …………………………………………….. 5971,9 m3

Total magazii : 60589,1 m3

Tancul lateral superior nr.1 ……………………………... 378,5 m3


Tancul lateral superior nr.3 ……………………………... 691,3 m3Tancul lateral superior nr.4 ……………………………... 949,5 m3




Total tancuri superioare laterale: 5637,4 m3

Capacitatea de încărcare totală aprox. : 66226,5 m3

Pagina 18 din 80




Capacitatea tancurile de balast, combustibil şi apă

Tancuri combustibil greu …………………………. aprox. 2565,7m3

Tancuri motorină ………………………………….. aprox. 442,3m3

Tancuri ulei ungere ………………………………... aprox. 66,3m3

Tancuri apă potabilă ………………………………. aprox. 106,2m3

Tancuri apă tehnică ………………………………... aprox. 150,4m3

Tancuri apă caldarină ……………………………… aprox. 44,2m3

Capacitatea totală de apă balast …………………… aprox. 28444,4m3

Capacitatea exactă a tuturor tancurilor existente la bordul navei este prezentată în

desenul Schemă Tancuri. Magaziile de marfă nr. 3 şi nr. 5 pot fi utilizate şi ca tancuri de

balast în vederea îmbunătăţirii comportamentului static şi dinamic al navei.

Tonaj registru

Tonaj brut …………………………………………... aprox. 32194,5t

Tonaj net ……………………………………………. aprox. 22824,9t

Motor principal

Nava este propulsată de un motor diesel supraalimentat, tip 6 RND 90 nereversibil cu

puterea nominală 17400 CP (12793 kW) la 122 rot/min.

Motorul este unul cu 6 cilindri, alezaj 900 mm şi cursă 2268 mm. La putereanominală şi cu sistemul de supraalimentare în funcţiune, consumul aproximativ de

combustibil este de 173 g/kWh iar cel de ulei este de 2,25 kg/h.

Motorul principal este prevăzut pentru funcţionare cu combustibil greu (diesel marin)

cu viscozitatea maximă de 3500 sec.Redwood la 380 Centigrade.

Raza de acţiune

Pagina 19 din 80




Raza de acţiune este de aprox. 12800 Mm la aprox. 90% din puterea motorului

principal şi la viteza de serviciu. În condiţii speciale raza de acţiune poate fi mărită până la

16000 Mm.

Viteza

Viteza navei pe chilă dreaptă şi la un pescaj T= 12,09 m, cu carena curată în apă

adâncă, cu vânt şi valuri până la 20 pe scara Beaufort, va fi de 15,7 Nd la 90% din puterea

maximă continuă şi turaţia nominală a motorului principal.

Viteza navei se va verifica pe milă măsurată în timpul probelor de marş cu nava în

balast.

Clasificarea navei

Nava este construită sub supravegherea R.N.R. conform regulilor Bureau Veritas

1970 pentru clasa :

/ I / 3 / 3 L Mineralier cales alterness

1,1 E Glace III

Clasa G 20 BULK CARRIER CALE ALTERNATE

Construcţia corpului navei

Sistemul de osatură

Pe spaţiul magaziilor de mărfuri s-a prevăzut osatură longitudinală în dublul fund şi la

punte. Osatura transversală s-a prevăzut în prova şi în pupa navei, la pereţii longitudinali aitancurilor superioare cât şi la bordaj pe întreaga lungime a navei.

Materiale

Corpul navei va fi construit din oţel Siemens Martin sudabil. Oţel de rezistenţă mărită

cu σc ≥ 30 kg/mm2 se va folosi pentru structura corpului în zona punţii şi fundului în

conformitate cu cerinţele Societăţii de Clasificare. Nici un perete structural despărţitor în

suprastructură şi rufuri nu va fi din oţel necertificat. Construcţia corpului este în întregimesudată.

Pagina 20 din 80




Dublu fund

Dublul fund ocupă zona cuprinsă între coastele C12 şi C219. Construcţia sa prevede

părţi laterale înclinate la un unghi de 450 şi chilă cheson pentru traseele de tubulaturi.

Sistemul de osatură al dublului fund este :

longitudinal ………. C44 — C219

celular ……………. C12 — C44.

Înălţimea dublului fund variază astfel:

1900 mm ………………………….. C44 — C219

2450 mm ………………………….. C12 — C40

descrescător (2450 – 1900 mm) …... C40 — C44.

Pereţi transversali etanşi principali

Pereţii de acest tip sunt în număr de 9 la bordul navei fiind amplasaţi la : C12 , C44-

45, C62-63, C94-95, C112-113, C144-145, C162-163, C198-199, C219. Primii doi pereţi

precum şi ultimul din cei enumeraţi sunt de construcţie plană din foi de tablă de grosimi

corespunzătoare şi întărite cu profile laminate sau sudate. Ceilalţi pereţi sunt gofraţi, executaţi

cu gofre dreptunghiulare verticale. Pereţii de la C94-95, C112-113, C144-145 şi C162-163 au

baze trapezoidale extinse la 4800 mm deasupra dublului fund.

Plafonul chesoanelor şi bracheţii stringherilor pereţilor sunt înclinaţi.

Pereţii longitudinali ai tancurilor sub punte

Aceştia se întind în ambele borduri între C44 şi C219 fiind înclinaţi cu 300 faţă de

nivel. Din motive de înlesnire a descărcării mărfurilor în vrac transportate în tancurile de sub

punte, osatura pereţilor longitudinali ai acestor tancuri este de tip transversal.

Pereţi longitudinali în compartimentul maşini

Pagina 21 din 80




Se întind între coastele C12 şi C40 şi au rolul de a separa tancurile laterale de

combustibil şi ulei din compartimentul maşini. Pereţii sunt de construcţie plană întăriţi cu

montanţi.

Pereţi despărţitori din oţel

Sunt amplasaţi în compartimentul maşini, magazii de piese, compartimente sanitare

etc. putând fi de construcţie gofrată sau plană cu profile laminate de întărire.

Puţuri de lanţ şi puţuri etanşe

Puţurile de lanţ sunt amplasate între coastele C219 şi C224 atât în Bb cât şi în Tb între

puntea teugă şi puntea intermediară. În regiunea fundului acestor puţuri spaţiile de drenaj vor

fi separate prin câte o tablă din oţel perforată. Este prevăzută o gură de vizitare din magazia

nostromului în interpunte.

Puţurile etanşe sunt :

puţul compartimentului pompe la C219 — C224

ieşirea de avarie din chila cheson la C148 — C149

puţ de acces şi ventilaţie în chila cheson la C45 — C46.

Bordaj, centură, parapet şi nări de ancoră

Coastele bordajului sunt dispuse în sistem de osatură transversal.

Distanţa între coaste variază pe lungimea corpului navei după cum urmează :de la pupa la C14 …………… 600 mm

C14 — C178 ………………... 900 mm

C178 — C219 ………………. 700 mm

de la C219 la prova …………. 600 mm.

Coastele întărite sunt prevăzute în magazii şi compartimentul maşini fiind realizate

din profile sudate.

**Centura este rotunjită cu o rază de 800 mm fiind dispusă în zona de îmbinare a punţii principale cu bordajul şi întinzându-se pe toată lungimea magaziilor.

Pagina 22 din 80




Parapet este prevăzut pe puntea teugă şi pe puntea principală la pupa. Acesta are o

înălţime de aprox. 1100 mm fiind rigidizat cu montanţi dispuşi la fiecare două coaste. Pe

aripile punţii de comandă sunt prevăzuţi parapeţi cu paravânt.

Cele două nări de ancoră situate pe ambele bordaje au jumătatea superioară realizată

prin construcţie sudată din table de oţel cu flanşe la capete şi prag sudat pentru întoarcerea

ancorei, iar jumătatea inferioară este de construcţie turnată.

Pe corpul navei la pupa şi la prova sunt prevăzuţi şi ocheţi pentru vopsire.

Punţi şi interpunţi

Puntea principală

Sistemul de ostură al acesteia este longitudinal în zona magaziilor şi transversal la

prova şi la pupa. Punte principală nu prezintă selatură în planul diametral. În plan transversal

curbura punţii este de 700 mm. Sub mecanismele de punte sunt prevăzute întărituri. În zonele

de manevră puntea este antiderapantă prin aplicarea de puncte de sudură.

Ramele gurilor de magazii

Poziţia acestora este indicată în planul general de amenajare având lungimea de 10,65

m şi lăţimea de 14,6 m. Înălţimea ramelor este de 2,05 m în planul diametral. Numărul total

al capacelor de magazie este de 10.

Punţi intermediare

Sunt situate în picul prova şi de la pupa la C46 neprezentând curbură transversală şi

fiind construite în sistem de osatură transversală.

11.Structura pupa

Etamboul este de construcţie sudată din table de oţel spre deosebire de etamboul

axului port-elice ce prezintă o construcţie turnată. Zona elicei este deschisă. Suporţii cârmei

sunt realizaţi din oţel turnat.

Pagina 23 din 80




Structura prova

Construcţia etravei este în întregime sudată, cu rază mare de curbură şi bulb de etravă.

Suprastructuri şi rufuri

Teuga

Este situată la o înălţime de 2500 mm faţă de puntea principală în planul diametral.

Curbura este paralelă cu cea a punţii principale. Sistemul de osatură este transversal.

Suprastructura pupa

Înălţimea etajului inferior este de 3 m în planul diametral iar cea a celorlalte etaje este

de 2,6 m. Curbura punţilor corespunzătoare acestor etaje este de 350 mm. Pereţii exteriori ai

suprastructurii sunt plani şi cu sudurile aliniate şi continui între tablele amplasate orizontal

sau vertical.

Coş fum

Este de construcţie sudată din table de oţel cu întărituri din profile laminate. Este

prevăzut cu gură de vizitare şi urechi pentru fixarea scaunului pentru vopsire.

Întărituri suplimentare

Structura corpului este concepută astfel încât să nu ia naştere vibraţii. De asemenea

amplasarea complexului elice-cârmă şi configuraţia pupei sunt prevăzute având în vedere

evitarea vibraţiilor.

Scări de pescaj şi marci de bord liber

Scările de pescaj sunt amplasate la prova, la pupa şi la centrul navei ; scările de pe

bordul Bb sunt gradate în picioare iar cele de pe bordul Tb sunt gradate în decimetri. Cifrele

sunt sudate pe bordaje.

Mărcile de bord liber, sudate pe ambele bordaje, sunt poziţionate prin calculul şiaprobarea Socităţii de Clasificare.

Pagina 24 din 80




14. Amenajǎri interioare

14.1 Mobilier

Mobilierul este executat din panel de fag , lemn masiv , placaj de fag , HDS , furnir

estetic pentru finisare , etc.

14.2 Accesorii de corp şi suprastructurǎ

14.2.1 Uşi metalice

Pe puntea principalǎ , în pereţii exteriori ai suprastructurii , rufurilor şi pe puntea

teuga sunt prevǎzute uşi de tip greu cu dimensiunile în lumina de 600 x 1400 şi 700 x 1400

cu prag de 600.

14.2.2 Uşi de clasǎ

Uşile de clasǎ sunt folosite pentru accesul din culoare , în încǎperile de locuit.Uşile

sunt de tip sandwich fǎrǎ prag.

14.2.3 Ferestre şi hublouri

Încǎperile amplasate pe puntea principalǎ sunt prevǎzute cu hublouri etanşe , fixe şi

rabatabile cu capace de furtunǎ şi dimensiunea φ = 350 mm.

14.3 Izolaţii şi cǎptuşeli

14.3.1 Izolaţii

În situaţia în care la un perete este nevoie de izolaţie cu rol fonic , termic sau de

protecţie contra incendiului , se stabileşte urmǎtoarea ordine de prioritǎţi :izolaţie pentru protecţia contra incendiului

Pagina 25 din 80




izolaţie termicǎ

izolaţie fonicǎ

14.3.2 Acoperiri punţi

La acoperirea punţilor interioare se folosesc :

ciment gros 10 mm acoperit cu dale PVC 1,5 mm

ciment gros 10 mm acoperit cu gresie 8 mm

poltex gros 10 mm acoperit cu dale PVC

betex gros 98 mm

piturǎ

Punţile exterioare se pitureazǎ cu vopsea antiderapantǎ.

14.3.3 Cǎptuşeli pereţi şi plafoane

Pereţii se cǎptuşesc , punând peste izolaţia stelajului de lemn , placaj cu grosimea de

0,8 mm.

Plafoanele se cǎptuşesc cu tablǎ zincatǎ cu grosimea de 1 mm.

15. Protecţia anticorozivǎ

15.1 Piturarea

Tablele de oţel din care se construieşte nava se sableazǎ şi se pasiveazǎ cu un strat de

grund pasivant vinilic cu zinc seria 4110 + 4117 + 4118. Dupǎ execuţia diferitelor pǎrţi ale

navei , acestea se vopsesc cu sisteme adecvate.

15.2 Protecţia catodicǎ

Pentru protecţia anticorozivǎ a operei vii se amplaseazǎ pe corpul navei anozi de

sacrificiu din zinc marca 99,99. Cantitatea de anozi este calculatǎ pentru doi ani de

exploatare.

15.3 Cimentarea

Pagina 26 din 80




Spaţiile înguste de pe navǎ inaccesibile vopsirii sau întreţinerii sunt cimentate cu

beton polistiren.

16. Instalaţii de punte şi corp

16.1 Instalaţia de ancorare ( vezi capitolul Instalaţii ).

16.2 Instalaţia de legare şi remorcare

Instalaţia de legare şi remorcare are rolul de a asigura legarea navei la cheu şi

remorcarea acesteia în diferite situaţii de exploatare. Nava este dotatǎ cu o instalaţie de legare

– remorcare formatǎ din :

14 babale de legare φ 406

4 babale de remorcare φ 508

1 narǎ P9 amplasatǎ pe teuga 1 planul diametral

1 narǎ P9 amplasatǎ la pupa

8 nǎri P7 amplasate în tribord şi babord ( 4 în prova şi 4 în pupa )

4 nǎri B7 ( 2 în prova şi 2 în pupa )

28 role de ghidare G8 amplasate simetric faţǎ de planul diametral

8 nǎri de bordaj cu 5 rulouri

4 nǎri de bordaj cu 10 rulouri

8 cabluri de legare tip “ cablu dublu flexibil 30 – H – 6x24 – 1570/B9 – S/2 – STAS

1553 – 80 “ amplasate 4 pe tamburii de cablu şi 4 pe tamburii vinciurilor.

1 cablu de remorcǎ tip “ cablu dublu normal 47 – H – 6x37 – 1570/B9 – S/Z STAS

1553 – 80 “4 cabluri de manevrǎ

1 dispozitiv de botare babale

1 vinci de manevrǎ şi ancorare pupa cu viteza de virare a parâmei între 0 – 17 m/min

şi tracţiunea la tambur de 12000 daN

1 vinci de manevrǎ amplasat în pupa

2 vinciuri de încǎrcare având tracţiunea nominalǎ de 6,3/3,2 tf la o vitezǎ de ridicare

de 4/25/30 respectiv 6/25/48 m/min.

Pagina 27 din 80




16.3 Instalaţia de greement şi lumini

Instalaţia de greement şi lumini are rolul de a asigura iluminarea corespunzǎtoare a

navei , potrivit diferitelor situaţii de exploatare. Nava este dotatǎ cu felinare de navigaţie şi

mijloace de semnalizare conform prescripţiilor RNR.

Instalaţia cuprinde :

baston felinar Panama

arboret prova + felinar ancorǎ

proiector de Suez

catarg prova pe care se monteazǎ felinarul catarg prova , felinarul de rezervǎ , verga

cu saule , picul pentru pavilion , suportul de clopot.

postamenţi pentru felinarele de poziţie

catargul radar

arboreţii de antene

baston felinare pupa + felinar pupa

suport “ gong “

16.4 Instalaţia de ridicare cu macarale

Instalaţia de ridicare cu macarale are rolul de a asigura manevrarea corespunzǎtoare la

bordul navei a diverselor încǎrcǎturi. Nava este dotatǎ cu o instalaţie de ridicare formatǎ din

5x2 macarale de punte electrice.

Ele sunt amplasate astfel :

o macara dublǎ ( 1 + 2 ) între magaziile 1 şi 2

o macara dublǎ ( 3 + 4 ) între magaziile 3 şi 2

o macara dublǎ ( 5 + 6 ) între magaziile 3 şi 4Macaralele au urmǎtoarele caracteristici :

capacitate de ridicare 2x12,5 t = 25 t

raza de lucru – maximǎ 19 m şi minimǎ 3,5 m

viteza de ridicare ( cuplat ) 1,4/8,5/18 m/min

timpul de rotire aproximativ 0,7 rpm

înǎlţimea de ridicare (coborâre ) 25 m

alimentarea în curent alternativ 380 V/50 Hz puterea instalatǎ ( cuplat ) 192 KW

Pagina 28 din 80




16.5 Instalaţia de balast – santinǎ

16.6 Instalaţia de ambarcat şi transfer combustibil

Instalaţia de ambarcat şi transfer combustibil are drept scop umplerea şi golirea

tancurilor de rezervǎ , transferul combustibilului greu şi al motorinei din tancurile de rezervǎ

în tancurile de decantare.

Instalaţia se compune din douǎ circuite :

circuitul de combustibil greu , deservit de o electropompǎ cu şurub având debitul Q =

36 mc/h şi înǎlţimea de refulare Hr = 5 bari.

circuitul de motorinǎ , deservit de o electropompǎ cu şurub având debitul Q = 16 mc/h

şi înǎlţimea de refulare Hr = 5 bari.

16.7 Instalaţia de stins incendiul cu apǎ

Instalaţia de stins incendiul cu apǎ are rolul de a asigura stingerea cu apǎ a incendiilor

de la bordul navei. Nava este dotatǎ cu o instalaţie deservitǎ de douǎ electropompe centrifuge

verticale cu debitul Q = 100 mc/h şi înǎlţimea de aspiraţie H = 80 mCA. Pentru cazurile de

avarie în compartimentul de maşini , nava este dotatǎ cu o motopompǎ de avarie centrifugǎ ,

verticalǎ având debitul Q = 80 mCA.

Instalaţia asigurǎ protecţia oricǎrui punct de pe navǎ cu douǎ jeturi de apǎ simultan.

16.8 Instalaţia de stins incendiul cu CO2

Instalaţia de stins incendiul cu CO2 are rolul de a asigura stingerea cu CO2 aincendiilor de la bordul navei. Nava este dotatǎ cu o instalaţie de stins incendiu cu CO2

deservitǎ de o centralǎ de CO2 care este amplasatǎ pe puntea principalǎ , conţinând 98 de

butelii acţionate hidraulic cu servocilindrii.

Compartimentele protejate sunt :

compartimentul maşini

postul de comandǎ şi control

magaziilemagazia de pituri

Pagina 29 din 80




atelierul de piturǎ

compartimentul diesel-generatoarelor de piturǎ

16.9 Instalaţia de stins incendiul cu abur , aburire şi spǎlare tancuri

Instalaţia de stins incendiul cu abur , aburire şi spǎlare tancuri are rolul de a asigura

stingerea incendiilor de la bordul navei.

Aceastǎ instalaţie foloseşte abur la presiunea de 0,7 MPa de la instalaţia caldarinei.

Instalaţia este prevǎzutǎ cu douǎ distribuitoare şi un amestecǎtor apǎ-abur.

16.10 Instalaţia de alimentare cu apǎ potabilǎ , apǎ tehnicǎ şi apǎ de mare a tuturor

consumatorilor de pe navǎ

Instalaţia are rolul de a asigura pentru pasagerii şi echipajul de la bordul navei apa de

spǎlare necesarǎ diferitelor scopuri respectând normele sanitare în vigoare.

Instalaţia cuprinde trei pǎrţi componente principale :

instalaţia de apǎ potabilǎ

instalaţia de apǎ tehnicǎ

instalaţia de apǎ de mare

16.11 Instalaţia de ventilare magazii

Instalaţia are rolul de a asigura ventilarea corespunzǎtoare a magaziilor de marfǎ , în

vederea transportǎrii în condiţii optime a mǎrfurilor. Sistemul de ventilaţie este mixt cu

introducţie artificialǎ şi evacuare naturalǎ , ce asigurǎ şase schimburi pe orǎ când magaziile

sunt goale. Electroventilatoarele sunt de tip axial amplasate pe puntea principalǎ , pe punteateuga şi rufuri.

16.12 Instalaţia de abur serviciu

Instalaţia are rolul de a furniza cantitatea necesarǎ de abur de serviciu la bordul navei.

Instalaţia asigurǎ alimentarea cu abur saturat la presiunea de 7 şi 3 bari.

La presiunea de 7 bari se alimenteazǎ : preîncǎlzitoare combustibil greu

Pagina 30 din 80




preîncǎlzitoare motorinǎ

preîncǎlzitoare ulei

preîncǎlzitor motor principal

boiler apǎ tehnicǎ

distilator apǎ tehnicǎ

La presiunea de 3 bari se alimenteazǎ :

instalaţia de aer condiţionat

instalaţia de încǎlzire

separator santinǎ

amestecǎtor combustibil

încǎlzitor apǎ spǎlare separator

filtru combustibil

16.13 Instalaţia de aer condiţionat

Instalaţia realizeazǎ o prelucrare complexǎ a aerului , în vederea asigurǎrii condiţiilor

optime de muncǎ şi odihnǎ a echipajului şi pasagerilor , în orice anotimp şi condiţii

meteorologice , pentru zona de navigaţie a navei. Nava este dotatǎ cu o instalaţie de aer

condiţionat pentru cabine şi o centralǎ separatǎ pentru postul de comandǎ şi control. Instalaţia

asigurǎ condiţii optime de microclimat în compartimentele de locuit publice.

16.14 Instalaţia de guvernare

Instalaţia de guvernare are rolul de a asigura respectarea drumului impus navei , în

aplicarea la comandǎ a unor momente verticale de rotire care acţioneaza simultan forţa axialǎ

de propulsie. Nava este dotatǎ cu o instalaţie de guvernare compusǎ din :

cârma – semisuspendatǎ , sudatǎ , având aria suprafeţei de 26,41 mp.

maşina de cârmǎ – electrohidraulicǎ , având momentul nominal Mnom = 40000 daNm

şi presiunea de lucru în sistem de 160 bari , unghiul maxim de rotire a echei de ± 40 grade ,

tensiunea de alimentare 3x380 V/50 Hz şi timpul maxim de rotire de la +35 grade la – 30

grade de 28 sec.

arborele cârmei – confecţionat din oţel forjat cu cǎmaşa din oţel inoxidabillagǎrele – confecţionate din oţel cu bucşe de bronz

Pagina 31 din 80




bolţul cârmei – confecţionat din oţel forjat cu cǎmaşǎ din oţel inoxidabil

comandǎ şi indicatoare – comanda se face cu un telemotor electric

16.15 Instalaţia de salvare

Nava este dotatǎ cu douǎ bǎrci de salvare de tip închis , una cu motor , amplasatǎ în

babord şi o barcǎ cu acţionare manualǎ amplasatǎ în tribord.

Nava mai este dotatǎ cu :

douǎ plute pneumatice de 12 persoane

o plutǎ de salvare de 20 persoane în tribord

o plutǎ de salvare de 12 persoane în babord

opt colaci de salvare

veste de salvare – amplasate în cabine şi în locurile de cart

dispozitiv de aruncare bandulǎ

16.16 Instalaţia de manevrǎ scarǎ de bord

Instalaţia se foloseşte pentru ambarcarea – debarcarea echipajului şi are prevǎzutǎ

scara de bord în ambele borduri la nivelul punţii principale.

16.17 Instalaţia de scurgeri de pe punţile deschise

Instalaţia asigurǎ scurgerea apei de pe punţile deschise. În locurile cele mai joase ale

punţilor sunt prevǎzute scurgeri care preiau apa începând cu puntea etalon şi conducând-o

pânǎ la puntea principalǎ.

16.18 Instalaţia de scurgeri condens

Instalaţia asigurǎ scurgerea apei rezultatǎ în urma condensului produs în izolaţii la

pereţii exteriori.

Tubulatura este din OLT – 35 STAS 630/2 – 80 zincatǎ la cald. Tubulatura se îmbinǎ

prin manşoane şi se protejeazǎ anticoroziv prin zincare.

17 Instalaţia de propulsie

Pagina 32 din 80




17.1 Instalaţii din compartimentul maşini

Nava este propulsatǎ de un motor lent cuplat direct la o elice cu pale fixe.

Compartimentul maşini este amplasat în pupa navei .Pe înǎlţime compartimentul

maşini e împǎrţit de platforma 1 la 7000 mm de linia de bazǎ , platforma 2 la 10400 mm de la

linia de bazǎ şi de puntea principalǎ.

Energia electricǎ este furnizatǎ de 3 diesel – generatoare de 630 KVA.

17.1.1 Diesel – generatoarele

Diesel – generatoarele sunt folosite pentru alimentarea cu energie electricǎ a

electromotoarelor instalate pe navǎ , a reţelei de iluminare şi a altor consumatori , sunt

instalate 3 diesel – generatoare cu urmǎtoarele caracteristici :

putere : 630 KVA

acţionare tip diesel

alternator sincron , excitaţie trifazatǎ , autoventilare

tensiunea : 3x380 V/50 Hz

funcţionare în paralel

Motorul diesel al generatorului are urmǎtoarele caracteristici :

tip Sulzer , Cegialski 5AL25 , în patru timpi , cu presiune ridicatǎ , simplǎ acţiune cu

injecţie supraalimentat.

numǎrul de cilindri : 5

alezaj :250 mm

cursa : 300 mmturaţia : 750 rpm

rǎcirea cilindrilor : cu apǎ dulce.

17.1.2 Diesel – generatorul de avarie

Diesel – generatorul de avarie este un diesel – generator GEN 70/400 format din

motor diesel , generator electric şi cuplaj elastic.

Pagina 33 din 80




Sistemul de pornire este electric la 12 V în curent continuu , cu ajutorul a douǎ

demaroare montate pe motor.

Caracteristicile motorului de antrenare :

tip D 120 N

numǎrul de cilindri : 8 în V

alezaj : 108 mm

cursa : 130 mm

putere nominalǎ : 86 CP

turaţie nominalǎ : 1500 rpm

raportul de compresie : 17 : 1

Caracteristicile generatorului :

putere aparentǎ : 70 KVA

tensiunea între faze : 400 V

frecvenţa : 50 Hz

17.1.3 Diesel – generatorul de staţionare

În cazul staţionǎrii se monteazǎ un diesel – generator cu putere de 118 KVA.

Lansarea se face de la baterii electrice sau pneumatic , dintr-o butelie separatǎ.

17.1.4 Instalaţia de rǎcire cu apǎ dulce

Instalaţia de rǎcire cu apǎ dulce asigurǎ vehicularea în circuit închis a apei dulci , prin

intermediul cǎreia se efectueazǎ transferul de cǎldurǎ de la motoare la apa de mare.

Instalaţia conţine patru circuite independente astfel :

circuitul de rǎcire cilindri şi turbosuflante motor principalcircuit de rǎcire pistoane motor principal

circuit de rǎcire injectoare motor principal

circuit de rǎcire cilindri

17.1.5 Instalaţia de rǎcire cu apǎ de mare

Pagina 34 din 80




Instalaţia de rǎcire cu apǎ de mare asigurǎ apa de mare necesarǎ evacuǎrii cǎldurii

rezultate din procesul de funcţionare al utilajelor din compartimentul maşini în scopul

menţinerii temperaturii acestora în limitele recomandate de constructor.

Instalaţia este deservitǎ de o singurǎ pompǎ de rǎcire dublatǎ de una de rezervǎ.

17.1.6 Instalaţia de combustibil

17.1.7 Instalaţia de ungere

Instalaţia de ungere conţine urmǎtoarele circuite :

ungerea motorului principal

ungerea motoarelor de antrenare a grupului diesel – generatoarelor şi a altor auxiliare

purificarea uleiului

transferul de ulei la motorul principal

transferul de ulei la diesel – generatoare

ambarcarea uleiului

17.1.8 Instalaţia de aer comprimat

Instalaţia de aer comprimat este organizatǎ astfel încât sǎ fie realizate urmǎtoarele

funcţiuni :

lansarea motoarelor principale şi a diesel – generatoarelor

alimentarea cu aer comprimat pentru nevoi gospodǎreşti

purificarea aerului

alimentarea sirenelor

17.1.9 Instalaţia de evacuare gaze

Instalaţia de evacuare gaze asigurǎ eliminarea în atmosferǎ a gazelor arse prin

tubulaturi separate de la motorul principal , diesel – generatoare şi caldarinele cu arzǎtor.

17.1.10 Instalaţia de ventilaţie a compartimentului maşini

Pagina 35 din 80




Instalaţia de ventilaţie a compartimentului maşini este compusǎ din trei sisteme :

sistemul de introducţie artificialǎ

sistemul de evacuare artificialǎ

sistemul de evacuare naturalǎ

17.1.11 Comanda la distanţǎ a motorului principal

Instalaţia de telecomandǎ pentru motorul principal este alcǎtuit din :

pupitrul de comandǎ din postul de comandǎ şi control

postul de comandǎ din compartimentul maşini

17.2 Linia de arbori

Nava este echipatǎ cu o linie de arbori dispusǎ în planul diametral şi este compusǎ din

:

arbore intermediar

arbore port – elice

lagǎrul arborelui intermediar

bucşe pentru tubul etambou

presetupe

elice cu pas fix

frânǎ

17.3 Instalaţia caldarinelor

O caldarinǎ recuperatoare are urmǎtoarele caracteristici :debitul nominal de aer : 1000 kg/h

presiunea nominalǎ : 1,2 Mpa

temperatura minimǎ a apei de alimentare : 50 grade Celsius

O caldarinǎ cu combustibil lichid are urmǎtoarele caracteristici principale :

debitul nominal de abur : 400 kg/h

puterea nominalǎ : 1,2 Mpa

combustibil : motorinǎ la pornire , combustibil greu şi reziduri de combustibil şi ulei

Pagina 36 din 80




18. Instalaţia electricǎ

Instalaţia electricǎ se executǎ în conformitate cu prevederile RNR. Sistemul

distribuţiei de bazǎ este sistemul cu trei conductori cu nul izolat.

Tensiunile de bazǎ sunt :

380 V/50 Hz – consumatorii de forţǎ

220 V/60 Hz

24 V ; 12 V/50 Hz

24 V în curent continuu

18.1 Instalaţii de forţǎ. Surse de energie. Generatoare electrice principale.

În scopul asigurǎrii necesarului de energie la bordul navei sunt instalate trei

generatoare de 630 KVA cu tensiunea nominalǎ 3x400 V la 50 Hz la cos φ = 0,8.

18.2 Transformatoare

Pe navǎ sunt instalate patru transformatoare tip TTAN de putere 32 KVA cu raport de

transformare 3x380 / 3x220 V ; 50 Hz rǎcite cu aer.

18.3 Baterii de acumulatoare

Pentru pornirea diesel generatorului de avarie s-a prevǎzut o baterie de plumb

amplasatǎ în compartimentul diesel – generatoarelor.

18.4 Tablouri electrice şi pupitre

Tabloul principal de distribuţie ( TPD ) este amplasat în postul central de comandǎ şi

este constituit din 11 secţii :

secţiile 2,3,8,9 şi 10 asigurǎ alimentarea consumatorilor diverşi la 380 V/ 50 Hz.

secţia 11 asigurǎ alimentarea consumatorilor 220 V/ 50 Hz.

secţiile 4,5 şi 6 conţin aparatura de mǎsurǎ , comandǎ şi sincronizare pentru

generatoarele de 630 KVA.secţia 7 pentru generatorul de 70 KVA.

Pagina 37 din 80






instalaţia avertizare – lansare CO2

20. Instalaţii de electronavigaţie

Se compun din :

instalaţia girocompas

instalaţia compas magnetic

instalaţia sondǎ ultrason de adâncime mare şi de adâncime micǎ

instalaţia loch magnetic

instalaţia radiogoniometru

instalaţia de radiolocaţie ( sistem ARPA )

instalaţie de navigaţie prin satelit

21. Instalaţia de radiocomunicaţii

Pentru asigurarea legǎturilor radio cu alte staţii fixe sau mobile , nava a fost dotatǎ cu

urmǎtorul echipament radio :

Instalaţii de radiocomunicaţii ( UM , UI , US )

Instalaţia cuprinde :

emiţǎtor principal SSB , 1500 W cu comutator automat antene de emisie.

consolǎ radio

receptor de rezervǎ UM

magnetofon

staţie radio portabilǎ pentru barca de salvare

Instalaţia radiotelefon UUS

Pe navǎ s-a montat o instalaţie radiotelefon UUS cu banda de frecvenţǎ 156 – 162 Hzcu 55 de canale.

Radiotelefoane portabile

Acestea asigurǎ uşurarea comunicaţiilor în timpul manevrelor şi a operaţiilor de

încǎrcare şi descǎrcare.

CAPITOLUL 5

Pagina 39 din 80




COMPARTIMENTAREA NAVEI

5.1. Compartimentarea navei

Compartimentarea navei constă în împărţirea corpului navei în segmente perfect

izolate între ele prin intermediul unor pereţi transversali etanşi. Aceştia joacă un rol

determinant atât în asigurarea nescufundabilităţii navei, prin limitarea cantităţii de apă

preluată la bordul navei în cazul apariţiei unei neetanşeităţi în învelişul exterior al corpului

navei, cât şi în creşterea rezistenţei generale şi locale a corpului navei supus la solicitări

mecanice complexe.

Dată fiind importanţa pereţilor etanşi în siguranţa exploatării navei, numărul acestora

la bordul diferitelor tipuri de nave este impus de către Societatea de Clasificare sub

supravegherea căreia este construită nava. Registrul Naval Român prevede pentru navele

comerciale cu lungimea între perpendiculare >185 m şi compartiment maşini dispus la pupa

un număr minim de 9 pereţi transversali etanşi. Acest număr de 9 pereţi transversali etanşi

adopt şi pentru nava de proiectat.

Poziţionarea acestor pereţi la bordul navei se efectuează prin operaţiunea de

compartimentare a navei, în conformitate cu prescripţiile R.N.R. Astfel, pentru nava de

proiectat s-a realizat compartimentarea prin parcurgerea următoarelor etape:

determinarea lungimii de calcul a navei:

Pentru determinarea acestei mărimi se vor lua în calcul valorile:

m LCWL 52,19196,0 =⋅

m L pp 12,195=

m LCWL 52,19397,0 =⋅

R.N.R. prevede considerarea ca lungime de calcul a navei valoarea maximă dintre L pp

şi LCWL cu condiţia ca rezultanta obţinută să nu depăşească valoric mărimea 0,97 ⋅ LCWL.Astfel, adopt:

m L L CWL 52,19397,0 =⋅=

determinarea distanţei regulamentare de-a lungul corpului navei:

Formula de calcul indicată de Registru este:

48,0L002,0a0 +⋅=

deci: ma 867,00 =

Pagina 40 din 80




Această distanţă regulamentară poate fi modificată cu ± 25% ceea ce permite

adoptarea distanţei de 0,9m pentru zonele situate în afara celor caracterizate de distanţe

regulamentare impuse. Pentru acestea din urmă R.N.R. prevede:

-pentru picuri: 0,6 m (în zona picului pupa această porţiune se extinde pentru nava de proiectat cu încă două coaste spre prova)

-de la peretele de coliziune şi până la distanţa de 0,2⋅ L de perpendiculara prova: 0,7

m (0,2⋅ L = 38,704 m).

poziţionarea efectivă a pereţilor transversali etanşi:

- peretele picului prova poate fi poziţionat la o distanţă de (0,05÷ 0,08)⋅ L. Se adoptă

valoarea 0,0791⋅ L = 15,30 m măsuraţi de la axa de calcul situată la 3m în faţa perpendicularei prova (conform indicaţiilor R.N.R.);

- peretele picului pupa se amplasează la o distanţă de perpendiculara pupa adoptată la

valoarea de 0,0613⋅ L = 11,86m;

- peretele prova al compartimentului maşini se va poziţiona în aşa fel încât să se

asigure spaţiul necesar amplasării maşinii de propulsie şi tuturor celorlalte echipamente şi

instalaţii. Astfel, pentru compartimentul maşini se adoptă o lungime de 28,2 m;

- pereţii despărţitori ai magaziilor de marfă sunt astfel poziţionaţi încât să determineobţinerea unui număr de 3 magazii mari şi 4 magazii mici cu dimensiuni asemănătoare între

ele. Magaziile vor avea lungimile:

Mag.1 – 14,7m ; Mag.2 – 28,4 m ; Mag.3 – 16,2 m ; Mag.4 – 28,8 m ; Mag.5 – 16,2

m ; Mag.6 – 28,8 m ; Mag.7 – 16,2 m.

Poziţionarea pereţilor pe coastele reale ale navei este următoarea: C12, C44-45, C62-

63, C94-95, C112-113, C144-145, C162-163, C198-199, C219.

5.2. Evaluarea eficienţei compartimentării

Pentru verificarea corectitudinii amplasării pereţilor transversali etanşi (a

compartimentării) se va aplica un ansamblu de calcule şi construcţii grafice prezentat succint

în cele de mai jos.

Pagina 41 din 80




Se trasează, pe scara Bonjean (vezi desenul Plut.Incl.), 7 plutiri corespunzătoare unor

cazuri diferite de inundare parţială a corpului navei – o plutire dreaptă pentru cazul inundării

unui compartiment aflat în zona centrală a corpului navei şi şase plutiri înclinate (trei spre

prova şi trei spre pupa) pentru cazul inundării unor compartimente situate către extremităţi –

plutirile înclinate se vor trasa tangente la „linia de siguranţă” dispusă paralel cu LPB, sub

aceasta, la 76 mm la scara navei în mărime naturală. Din scara Bonjean se vor extrage

valorile ariilor suprafeţelor imersate ale cuplelor, urmând ca pentru fiecare plutire în parte să

se determine în mod tabelar –– volumul carenei imersate, momentul static al acestuia faţă de

cuplul maestru precum şi volumul de apă ambarcat cu ocazia inundării şi poziţia centrului de

greutate al acestuia faţă de cuplul maestru (C10). Volumele amintite se calculează în mod

asemănător cu volumul corespunzător plutirii CWL introducând ca arii pentru cuple valorile

obţinute prin citirea indicaţiilor scării Bonjean. Astfel:

Vk = λ ∙ [ Ax0 +Ax1 + Ax2 +….+ Ax(n-1) +Axn – (Ax0 + Axn)/2]k [m3] ;

7,1k =

unde: ( λ = distanţa dintre două cuple succesive [m];

( Ax0 … Axn = ariile cuplelor imersate sub plutirea înclinată k

• Ax0 +Ax1 + Ax2 +….+ Ax(n-1) +Axn = suma necorectată a ariilor suprafeţelor

imersate ale cuplelor

• (Ax0 + Axn)/2 = corecţie

( Ax0 +Ax1 + Ax2 +….+ Ax(n-1) +Axn – (Ax0 + Axn)/2 = suma corectată a ariilor

suprafeţelor imersate ale cuplelor

Momentul static al acestor volumuri de carenă se va calcula utilizând relaţia:

k 0xxn

)12

n(x)1

2

n(x1x)1n(x0xxn

2k 10C

)]AA(2

n

2

1

)AA(1...)AA()12

n()AA(

2

n[)V(M

−⋅⋅−

−−⋅++−⋅−+−⋅⋅λ= −+−

7,1k =

Volumurile de apă ce sunt ambarcate la bordul navei cu ocazia inundării se determină

astfel:

vk = Vk – VCWL [m3] ; 7,1k =

Pagina 42 din 80




În ceea ce priveşte poziţionarea centrelor de greutate ale volumurilor de apă ce

inundă, aceasta se stabileşte utilizând relaţia:

k

CWL10Ck 10Ck

v

)V(M)V(Mx

−=

[m] ; 7,1k =

Cu valorile obţinute se va realiza construcţia grafică prezentată în care evidenţiază

valorile volumului de apă posibil a fi ambarcat la bordul navei în caz de inundare a oricărei

porţiuni a corpului navei (volumul inundabil limită) dar fără a implica „atingerea” nivelului

apei de către linia de siguranţă considerată. În continuare se determină lungimile inundabile

limită (lk ) – acestea sunt dictate de formele geometrice ale carenei imersate care la anumite

pescaje şi lăţimi teoretice locale ar înmagazina volumul de apă indicat Pentru determinarea

acestor lungimi inundabile limită se va recurge la construcţiile grafice prezentate în anexele

ce au fost întocmite în conformitate cu metoda cea mai precisă din cele două utilizate în

practica proiectărilor navale; graficul de variaţie al lungimilor inundabile limită l = f(x) este

prezentat în Lungimile inundabile au fost obţinute considerându-se compartimentele inundate

ca fiind complet goale înaintea inundării. În realitate însă, încăperile existente la bordul

navelor în cazul inundării nu vor înmagazina o cantitate de apă egală cu volumul lor teoretic

ci o cantitate mai redusă datorită atât pernei de aer create la suprafaţa apei cât şi elementelor

de osatură şi diferitelor instalaţii, echipamente şi/sau mărfuri existente în interiorul acestora.

În consecinţă lungimile inundabile limită vor putea fi mărite prin împărţirea lor cu anumiţi

coeficienţi de permeabilitate (µ ) subunitari prevăzuţi de Societăţile de Clasificare fiind

specifici fiecărui tip de încăpere existentă la bordul navelor. Astfel, pentru compartimentul

maşini aleg un coeficient de permeabilitate cu valoarea de 0,85 iar pentru magaziile de marfă

un coeficient cu valoarea de 0,7.Lungimile inundabile limită reale (lµ k ) ce iau astfel naştere vor fi utilizate la trasarea

graficului prezentat, grafic ce este limitat la capete de drepte oblice ale căror unghiuri cu

orizontala sunt date de relaţia:

)l

l2(arctg

1

1 pp

⋅=α

;)

l

l2(arctg

7

7 pv

⋅=α

.

Aceste drepte oblice asigură delimitarea valorilor lungimilor admisibile pentru picuri

ceea ce face astfel lipsită de necesitate adoptarea unor coeficienţi de permeabilitatecorespunzători acestor compartimente de la bordul navei.

Pagina 43 din 80




Pentru a determina forma finală a graficului lµ = f(x) este necesară cunoaşterea

poziţiei pereţilor transversali etanşi de-a lungul corpului navei.

În cazul inundării unuia dintre compartimentele ai căror pereţi au fost poziţionaţi

utilizând graficul lµ = f(x) şi prevederile R.N.R., nava s-ar înclina sub un unghi ce ar aducelinia de siguranţă tangentă la suprafaţa apei. Acest lucru trebuie evitat şi chiar din faza de

proiectare se recurge la utilizarea lungimilor inundabile limită admisibile (ladmµ k ) ce se

determină astfel:

k k adm ll µµ ⋅χ= ; 7,1k =

unde ( reprezintă un factor de siguranţă.

Având în vedere prevederile legate de gradul de nescufundabilitate pe care trebuie să

îl asigure navele de transport mărfuri – să îşi menţină flotabilitatea în cazul inundării oricărui

singur compartiment etanş dintre cele existente la bordul navei, conform indicaţiilor existente

în literatura de specialitate [1], aleg pentru factorul de siguranţă χ valoarea 0,80.

Corectitudinea amplasării pereţilor transversali etanşi se verifică efectiv prin

construcţia grafică prezentată. În vederea realizării acesteia s-a transpus graficul ladmµ = f(x)

peste graficul de reprezentare al poziţiilor pereţilor transversali etanşi, utilizând aceeaşi scarăde reprezentare. Se construiesc corespunzător fiecărui compartiment triunghiuri isoscele cu

baza şi înălţimea egale cu lungimea compartimentului respectiv. Dacă vârful acestor

triunghiuri sunt plasate sub sau pe graficul ladmµ = f(x) atunci lungimile alese pentru diferitele

compartimente asigură condiţiile de nescufundabilitate cerute. Aşa cum se observă, în cazul

navei de proiectat vârfurile triunghiurilor ce depind de lungimea compartimentelor navei sunt

situate sub graficul lungimilor inundabile limită admisibile, deci poziţionarea aleasă pentru

pereţii transversali etanşi la bordul navei este corectă din punct de vedere al asigurăriicondiţiilor de flotabilitate şi nescufundabilitate prescrise.

Capitolul 6

INSTALAŢII DE PUNTE, CORP ŞI MAŞINI

6.1. INSTALAŢIA DE ANCORARE

Pagina 44 din 80




6.1.1. Generalităţi

Instalaţia de ancorare are rolul de a asigura menţinerea navei la punct fix în condiţii

de siguranţă, indiferent de condiţiile hidrometeorologice şi de aspectul fundului mării şi de a

genera forţa necesară virării ancorei şi lanţului acesteia indiferent de adâncimea la care

acestea au fost imersate. Pe parcursul staţionării la ancoră, instalaţia de ancorare trebuie să

asigure preluarea forţelor de reacţiune provocate de acţiunea factorilor externi navei.

Asupra unei nave aflate „la ancoră” acţionează mai multe tipuri de forţe exterioare:

forţa exterioară datorată acţiunii vântului asupra părţii emerse a navei, forţa exterioară

produsă de valurile ce lovesc opera moartă a navei şi forţa exterioară produsă de acţiunea

curenţilor de apă în care staţionează nava. Însumarea acestor forţe exterioare duce la

obţinerea unei forţe rezultante cu componente pe orizontală şi verticală. Componenta

verticală este neglijabilă din punct de vedere valoric mai ales pe mare calmă. Componenta

orizontală este suficient de mare pentru a determina deplasarea navei în planul său de acţiune.

Din punct de vedere al echilibrului static, nava nu se va deplasa în plan orizontal sub acţiunea

rezultantei forţelor exterioare dacă acesteia i se va opune o forţă egală şi de sens contrar.

Această din urmă forţă trebuie asigurată de instalaţia de ancorare pe toată perioada utilizării

sale.

Forţa orizontală de echilibrare generată de instalaţia de ancorare nu poate fi produsă,

în lipsa unor elemente fixe la suprafaţa apei – mai ales în mare deschisă, decât prin crearea

unei legături mecanice directe cu fundul mării considerat fix. Legătura directă se realizează în

mod efectiv prin lanţul de ancoră şi ancora situată la capătul acestuia care coboară şi se

aşează pe fundul apei. Forţele de interacţiune dintre ancoră şi lanţul acesteia cu fundul apei au

drept componentă preponderentă forţa de frecare care trebuie să fie suficient de mare pentru a

asigura echilibrarea forţelor exterioare ce acţionează asupra navei. Forţa de frecare produsă lanivelul fundului apei este transmisă navei prin lanţul de ancoră la nara ancorei ce o preia şi o

aplică corpului navei. Pentru ca forţele de frecare amintite să fie suficient de mari este

necesar ca asupra ancorei aşezată pe fundul apei să nu acţioneze nici o forţă verticală în afară

de cea arhimedică proprie. Suplimentar, forţa de frecare este mărită şi datorită afundării

ancorei în mâlul existent pe fundul apei precum şi prin coborârea (filarea) în apă a unei

lungimi de lanţ cât mai mari (de cca. 2÷3 ori mai mare) în raport cu cea impusă strict de

adâncimea apei în locul respectiv.

Pagina 45 din 80




În concluzie, prin utilizarea instalaţiei de ancorare, nava este este menţinută într-un

perimetru restrâns datorită legăturii flexibile dintre aceasta şi fundul mării.

În practică se pot utiliza, pentru nave mai mici, şi cabluri de oţel sau parâme în locul

lanţului de ancoră, mai ales când adâncimea apei este foarte mare. În funcţie de posibilităţi şi

nevoi, o navă poate fi dotată cu 2 până la 4 ancore din care 2 sunt situate la prova într-un bord

şi în altul.

Amenajarea instalatiei

Principalele elemente constructive ale instalatiei sunt :

-ancora –element de fixare

-dispozitivul de botare a lantului –limiteaza efortul care apare la fixarea ancorei la

post

-lantul de ancora- element delegatura intre nava si ancora

-za cu punte

-cheie terminala de ancora

- nara de ancora

-stopa

-barbotina – pentru virarea si filarea lantului

- frana barbotinei

- dispozitiv de actionare manuala a mecanismului

- tamburi de capat pentru manevre

- reductorul

- motorul electric

- tub de ghidaj al lantului

- putul lantului- dispozitiv de declansare a lantului

Ancorele-sunt elemente de fixare ale navei fata de fundul apei.Conditiile pe care

trebuie sa le indeplineasca sunt: constructie simpla , rezistenta mecanica mare, forta mare de

fixare, fixare rapida pe fundul apei, desprindere usoara de pe fundul apei la ridicare,sa

permita actionarea numai prin lant sau parama.

Masa fiecarei ancore principale si de curent poate sa difere cu +/_ 7% fata de valorile

stabilite de RNR ,cu conditia ca masa totala a ancorei principale sa nu fie mai mica decatmasa totala prescrisa.

Pagina 46 din 80




Ancorele existente în echiparea navelor comerciale sunt de diferite tipuri constructive

cele mai utilizate fiind cele de tip Hall . Aceste ancore sunt alcătuite dintr-un fus articulat, cap

cu braţe, bolţ de asamblare, bolţuri de susţinere şi o cheie dreaptă de care se fixează lanţul de

ancoră.

Masa ancorei Hall fără fus reprezintă cel puţin 75% din masa totală a ancorei stabilita

de RNR.

Lanţul de ancoră-(stas 168-80)- este alcătuit din zale de un anumit calibru (grosime a

sârmei zalei – d) şi tip constructiv. Se deosebesc astfel zale terminale (au un calibru cu 20%

mai mare decât al zalelor normale şi intră în angrenare directă cu cheia de capăt a ancorei şi

cheia de prindere de corpul navei), zale vârtej (împiedică torsionarea lanţului), zale întărite

(plasate de o parte şi de alta a zalelor vârtej), zale de cuplare a cheilor de lanţ (zale Kenter) şi

zale obişnuite. Cheile de lanţ – cu lungimi cuprinse între 25 m şi 27,5 m – cuprind un anumit

număr de zale de lanţ, în mod obligatoriu impar. Lungimea totală a lanţului depinde de

adâncimea de ancorare (H) prevăzută pentru nava respectivă, astfel:

pentru H ≤ 25 m → Lltmin = 4⋅ H;

pentru 25 m ≤ H ≤ 50 m → Lltmin = 3⋅ H;

pentru 50 m ≤ H ≤ 150 m → Lltmin = 2,5⋅ H;

pentru 150 m ≤ H ≤ 250 m → Lltmin = 1,5⋅ H.

Ancora şi lanţul său reprezintă doar o parte din ansamblul instalaţiei de ancorare din

aceasta mai făcând parte şi dispozitivele de acţionare a lanţului (vinciuri de ancoră),

dispozitivele de frânare a lanţului (stopele de lanţ), nări de punte şi bordaj, tuburi de ghidare,

ghidaje pentru lanţ (situate pe punte cu rolul de a aşeza lanţul după o direcţie favorabilă

antrenării sale pe tamburii vinciurilor), puţ lanţ ancoră, dispozitiv de prindere a lanţului de

corpul navei.

Dispozitivele de acţionare a lanţului de ancoră -sunt de obicei de tipul vinciurilor sau

cabestanelor fiind antrenate, în mod uzual, de electromotoare de curent alternativ sau

continuu, excepţie făcând navele ce transportă produse petroliere la care acţionarea se face cu

maşini rotative cu aburi sau pneumatice. Acţionarea electrică prezintă avantajele unei puneri

în funcţiune mai rapide, randament ridicat, posibilitate de automatizare şi control de la

Pagina 47 din 80




distanţă. Legătura dintre axul motorului electric şi axul barbotinei cabestanului se face prin

intermediul unei transmisii mecanice în care sunt intercalate o frână electromagnetică (cu rol

de a bloca axul barbotinei în cazul dispariţiei accidentale a tensiunii de la bornele motorului

electric) şi un sistem reductor de tip melc – roată melcată sau de tip planetar. Aferente

acţionării electro-mecanice a cabestanelor (vinciurilor) sunt amplasate şi tablouri electrice de

acţionare, control şi reglaj al funcţionării motorului electric. Instalaţia de ancorare a navei de

proiectat este dotată cu un vinci de ancoră cu două seturi de tamburi şi barbotine antrenat de

un electromotor de curent alternativ cu rotor în scurtcircuit.

Stopele-au rolul de a fixa lantul in timpul marsului sau ancorari si de a proteja

mecanismul de lansare. Stopele asigura mentinerea in nara a ancorei la post in timpul

marsului sau mentin nava ancorata

Stopele sunt amplasate pe puntea instalaţiei – puntea teugă – având rolul de a asigura

frânarea şi chiar blocarea lanţului pe parcursul diferitelor manevre executate şi de a transmite

lanţului de ancoră acţiunea forţei rezultante exterioare ce se manifestă asupra navei. Se

deosebesc astfel stope de manevră şi stope de staţionare. Totodată există stope fixe şi stope cu

lanţ. Stopele sunt amplasate pe puntea teugă între mecanismul de acţionare al lanţului şi nara

de punte a tubului de ghidare din bordaj. Dimensionarea stopelor trebuie să ţină seama de

tensiunile maxime ce pot apărea în aceste dispozitive şi care nu trebuie să depăşească nivelul

de 40% din limita de curgere a materialului de construcţie a stopelor când ancora se află la

post şi 95% când trebuie să asigure frânarea lanţului pe perioada filării acestuia. Rezistenţa

materialului de execuţie al stopei trebuie să fie egală cu cea a materialului lanţului de ancoră.

Narile-sunt elementele instalatiei de ancorare prin care lantul, aflat pe barbotina

mecanismului de ancorare este introdus in putul lantului

Narile de punte se executa prin turnare, iar tuburile de ghidare prin sudare, ambele

fiind din otel.

Nările de punte şi bordaj împreună cu tuburile de ghidare reprezintă decupări în puntea şi bordajul navei cu rolul de a permite virarea, filarea şi depozitarea lanţului de ancoră

la bordul navei. Forma constructivă şi poziţionarea acestor elemente sunt alese în aşa fel încât

să nu ducă la deteriorarea prin frecare sau încovoiere a zalelor de lanţ şi nici la ambarcarea

apei pe puntea navei la navigarea pe mare montată (sunt prevăzute capace pentru nări).

Totodată, poziţionarea nărilor de bordaj nu trebuie să permită atingerea bordajului de către

ancoră nici în cazul bandării navei sub un unghi de 50 într-un plan oarecare dar să faciliteze

aşezarea normală a ancorei în nară indiferent de poziţia acesteia la intrarea în nară. Nările ce

Pagina 48 din 80




intră în contact direct cu ancora sunt de construcţie turnată iar celelalte, precum şi tuburile de

ghidare, sunt de construcţie sudată.

Puturile lanturilor de ancora-au rolul de a depozita lanturile de ancora virate partial

sau total la bord. Pentru fiecare lant trebuie sa existe un put de lant.

În timpul marşului navei instalaţia de ancorare este inactivă fiind necesară astfel

existenţa la bordul navei a unor spaţii de depozitare pentru lanţurile de ancoră. Acestea sunt

concretizate de către puţurile lanţurilor de ancoră. Aşezarea lor la bordul navei este de

preferat a fi aleasă cât mai aproape de planul diametral al navei şi imediat în prova peretelui

de coliziune sau în pupa peretelui de presetupă. Acest lucru este necesar datorită maselor

relativ mari ale lanţurilor de ancoră ce pot influenţa stabilitatea navei în regim de oscilaţii pe

valuri. Formele şi dimensiunile puţurilor depind de lungimea şi calibrul lanţurilor de ancoră

fiind astfel alese încât să permită filarea uşoară a lanţului prin nara de punte şi aşezarea sa în

interior pe cale gravitaţională. Puţurile de lanţ sunt prevăzute în partea inferioară cu grătare

metalice sau din lemn destinate înlesnirii drenării apei, mâlului şi florei şi faunei acvatice ce a

aderat la lanţ pe perioada şederii sale în apă. Cheia de împreunare dintre lanţ şi corpul navei

este una specială, de construcţie demontabilă, având rolul de a permite în caz de blocare a

ancorei pe fundul apei desprinderea în condiţii de siguranţă a lanţului de navă şi abandonarea

sa definitivă.

Pe puntea instalaţiei sunt montate şi dispozitive de spălare a lanţului de ancoră cu

necesarul de apă asigurat de instalaţia de stins incendii cu apă.

Având în vedere importanţa instalaţiei de ancorare pentru asigurarea exploatării în

condiţii de siguranţă a navei, registrele de clasificare impun reguli privind normele

constructiv-funcţionale ale acestor instalaţii. Astfel R.N.R. prevede următoarele condiţii:

puterea electromotorului de acţionare a mecanismului de ancorare trebuie să asigure

ridicarea în mod continuu şi fără întreruperi a lanţului timp de 30 de minute la o viteză de

ridicare de cel puţin 9 m/min la o forţă normală de ridicare;viteza de ridicare (virare) a ancorei nu trebuie să depăşească valoarea de 10 m/min iar

când ancora a intrat în nara de bordaj a instalaţiei viteza de virare nu trebuie să depăşească

valoarea de 7 m/min;

la desprinderea ancorei de fundul apei, forţa de tracţiune asigurată de electromotorul

de acţionare trebuie să fie cu 50% mai mare decât cea nominală pe o perioadă de minim 2

minute;

acţionarea mecanismului de ancoră trebuie să asigure ridicarea simultană a douăancore suspendate liber, de la jumătatea adâncimii convenţionale a apei;

Pagina 49 din 80




la utilizarea motorului asincron cu rotorul în scurtcircuit, acţionarea electrică a

mecanismului de ancoră, după o funcţionare timp de 1800 s la sarcina nominală, trebuie să

asigure posibilitatea funcţionării frânate a motorului, la tensiunea nominală, pe o durată de

timp mai lungă de 30 s;

după funcţionarea calată a motorului, pe duratele prescrise, temperatura acestuia nu

trebuie să depăşească cu mai mult de 70% valoarea normală şi cu mai mult de 130% pe cea

maxim admisibilă;

dispozitivele de frânare ale lanţului de ancoră trebuie să facă faţă unei forţe în lanţ cu

cel puţin 30% mai mare decât cea nominală asigurată de electromotor;

sistemul de frânare trebuie să asigure oprirea lanţului la o filare normală în maxim 5 s

şi la cel mult 2 s de la darea comenzii de frânare;

barbotinele (tamburii) dispozitivelor de acţionare a lanţului de ancoră trebuie să

prezinte cel puţin 5 locaşuri pentru zale şi un unghi de înfăşurare de minim 1500;

când comanda instalaţiei se face la distanţă trebuie să se prevadă un dispozitiv de

frânare automată astfel încât viteza de filare să nu fie mai mare de 180 m/min sau mai mică

de 80 m/min;

în cazul comenzii de la distanţă, controlerul trebuie să fie prevăzut cu un dispozitiv de

numărare al cheilor de lanţ, un indicator de viteză a lanţului şi limitator de viteză;

indiferent de natura comenzii (la distanţă sau locală) instalaţia trebuie prevăzută şi cu

o comandă manuală locală;

datorită importanţei deosebite a instalaţiei de ancorare, maşinile electrice de acţionare

ale vinciurilor (cabestanelor) de ancoră se vor alimenta direct de la tabloul principal de

distribuţie (TPD) a energiei electrice printr-un circuit separat.

Funcţionarea instalaţiei este una relativ simplă, constând în două faze principale de

lucru: filarea şi virarea ancorei.Filarea ancorei se face pe cale gravitaţională, fiind necesare şi suficiente deblocarea

stopelor lanţului şi decuplarea sistemelor de frânare ale axelor tobelor vinciurilor pentru ca

lanţul să înceapă să coboare sub acţiunea greutăţii ancorei (greutatea ancorei este de

aproximativ 50 de ori mai mare decât cea a unui metru de lanţ). Uneori este necesară şi

rotirea uşoară a vinciului pentru a duce la slăbirea lanţului şi declanşarea filării acestuia.

Virarea lanţului de ancoră presupune ambarcarea acestuia la bordul navei prin

intermediul dispozitivului de acţionare a lanţului. Funcţionarea electromotorului pe parcursul

Pagina 50 din 80




acestui proces cunoaşte mai multe etape determinate de variaţia tensiunilor din lanţ şi a

forţelor de tracţiune necesare la toba vinciului. Aceste etape sunt :

etapa I – tragerea navei pe lanţ – deplasarea navei către punctul de amplasare al

ancorei, lanţul de ancoră păstrându-şi forma de „lănţişor” dobândită pe parcursul repausului;

în această etapă este ambarcată la bordul navei porţiunea de lanţ excedentară ce s-a aflat pe

fundul mării pe perioada ancorării;

etapa II – aducerea navei deasupra ancorei – continuarea deplasării navei către

perpendiculara dusă prin punctul de amplasare al ancorei, lanţul apropiindu-se ca formă de

cea rectilinie verticală;

etapa III – smulgerea ancorei – are loc când lungimea lanţului imersat este egală cu

adâncimea apei – electromotorul trebuie să asigure o forţă de tracţiune maximă la tobă pe o

perioadă aproximată la cca. 60 s ; pentru a uşura sarcina motorului la smulgere, în cazurile

când ancora s-a înfipt în solul de pe fundul mării, poate fi utilizată şi instalaţia de propulsie a

navei când aceasta este pornită;

etapa IV – virarea lanţului de ancoră împreună cu ancora – forţa de tracţiune scade

proporţional cu porţiunea imersată a lanţului;

etapa V – introducerea ancorei în nară – forţa de tracţiune creşte cu cca. 25% faţă de

cea minimă caracteristică etapei IV.

În desen s-au mai utilizat următoarele notaţii: h = distanţa dintre nara de bordaj şi

suprafaţa apei; xt = distanţa dintre nara de bordaj a navei şi punctul de staţionare al ancorei pe

fundul mării (distanţa parcursă de navă); x = proiecţia după axa orizontală a porţiunii de lanţ

l; x1 = proiecţia după axa orizontală a porţiunii de lanţ l1; Fa = forţa de ţinere a ancorei; T2 =

forţa de reacţie din partea acţionării (la nivelul nării de bordaj); T2` = forţa de tensiune din

lanţul de ancoră; T1`⋅ cosφ1 = T2`⋅ cosφ2 = ct. = componenta orizontală a tensiunii din lanţ; φ1,

φ2 = unghiurile dintre planul orizontal (axa Ox) şi tangentele duse la lanţ în punctele O şi O 1;

Fext = componenta orizontală a forţelor exterioare aplicate navei.

Aceste etape distincte se concretizează în regimuri de lucru diferite pentru

electromotorul de acţionare a cărui funcţionare este comandată şi reglată în acest sens printr-

un controler ce comandă introducerea/scoaterea din circuitele de alimentare ale motorului a

unor rezistoare electrice corespunzător dimensionate pentru a aduce motorul în regimurile de

funcţionare amintite.

6.1.2 Breviar de calcul

Pagina 51 din 80




Datorită utilizării acţionării electrice a instalaţiei de ancorare practic numai pe

perioada virării ancorei şi lanţului acesteia, calculul instalaţiei se va face ţinând cont numai

de solicitările ce apar numai pe parcursul acestei perioade. Calcul se va referi doar la partea

de acţionare electrică (electromotorul utilizat) deoarece acesta este componenta de bază a

instalaţiei, de buna sa dimensionare şi alegere depinzând eficacitatea funcţionării acesteia.

Celelalte componente sunt mai uşor de proiectat în calculul lor urmărindu-se ca acestea, în

final, să îndeplinească condiţiile de rezistenţă determinate de solicitările mecanice la care

sunt supuse.

Pentru simplificarea calculelor se va considera că deplasarea navei pe lanţ (etapa I) se

realizează cu viteză constantă.

În calculul caracteristicilor constructiv-funcţionale elementelor constructive ale

instalaţiei de ancorare intervin următoarele mărimi:

= deplasamentul volumetric al navei corespunzător liniei de încărcare de vară [m3];

v = dx1/dt = viteza navei [m/s];

vlt = viteza lanţului [m/s];

Ma = masa ancorei în aer [kg];

Ga = greutatea ancorei în aer [N];

Gaapa = greutatea ancorei în apă [N];

q = greutatea unui metru liniar de lanţ în aer [N/m];

qapă = greutatea unui metru liniar de lanţ în apă [N/m];

d = diametrul (calibrul) tijei zalei lanţului de ancoră [mm];

Llt = lungimea totală a unui lanţ de ancoră [m];

Na = caracteristica de dotare a navei =2/3 + 2⋅ Bx⋅ h + 0,1⋅ A

Bx = lăţimea maximă a navei [m];

h = înălţimea convenţională de la linia de plutire de vară până la faţa superioară a

învelişului punţii celui mai înalt ruf = a + Σhi [m];

a = distanţa măsurată pe verticală la secţiunea maestră de la linia de încărcare de vară

până la faţa superioară a învelişului punţii superioare [m];

hi = înălţimea în planul diametral a fiecărui nivel al suprastructurii sau rufului cu o

lăţime mai mare de 0,25⋅ B [m];

A = suprafaţa velică în limitele lungimii de calcul a navei considerată la linia de

încărcare de vară (se include aria proiecţiei corpului emers al navei pe planul diametral,

Pagina 52 din 80




suprafaţa proiecţiilor pe planul diametral ale suprastructurii şi tuturor rufurilor cu lăţimea mai

mare de 0,25⋅ B) [m2].

În ceea ce priveşte lanţul de ancoră al navelor cu zonă nelimitată de navigaţie, R.N.R. prevede ca diametrul minim al tijei zalei de lanţ (lanţ cu rezistenţă mărită) să fie:

amin N55,1d ⋅= [mm]. Diametrul real se va alege imediat superior dmin în conformitate cu

STAS LANŢ. Greutatea unui metru liniar de lanţ în aer se poate determina cu relaţia: q =

9,8⋅ 0,0215⋅ d2 [N/m]

Masa ancorei nu trebuie să fie mai mică decât valoarea Mamin = k(Na [kg], unde k

reprezintă un coeficient egal cu 3 pentru navele cu zonă nelimitată de navigaţie. Această

condiţie reiese din obligaţia ancorei de a păstra o legătură sigură între navă (lanţul de ancoră)şi fundul apei. De obicei, masa ancorei este de cel puţin 50 de ori mai mare decât cea a unui

metru liniar din lanţul acesteia. Bineînţeles, greutatea ancorei va fi: Ga = Ma(g [N].

Valorile Gaapa şi qapa se pot determina cunoscând valorile acestor greutăţi în aer şi

înmulţindu-le cu un coeficient ce ţine cont de împingerea arhimedică exercitată de apă asupra

ancorei şi lanţului (β).

Deci: Gaapa = Ga( β ; qapa = q( β .

Coeficientul β se calculează cu relaţia: OL

apaOL

ρ ρ−ρ=β. Pentru densităţile cunoscute

ale oţelului (7800 kg/m3) şi apei de mare (1025 kg/m3) rezultă pentru β valoarea: β ≅ 0,87.

Pentru a realiza calculul de dimensionare al instalaţiei este imperios necesară

cunoaşterea forţelor ce solicită elementele componente ale acesteia. Pentru perioada de

staţionare a navei la ancoră se pot scrie următoarele (vezi desenul Etape virare ancoră):

în punctul O: T0 = T1(cosφ1;în punctul O1: T2`( cosφ2 = Fext;

în care T1 şi T1` sunt reacţiunile din fundul mării şi lanţ de ancoră în punctul de

contact al acestora iar T2 şi T2` sunt reacţiunile din nara de bordaj a instalaţiei de ancorare a

navei şi lanţ în punctul acestora de contact.

Având în vedere faptul că lanţul de ancoră adoptă pe perioada staţionării forma

lănţişorului, în fiecare punct al lanţului liber suspendat componenta orizontală a forţei de

întindere are aceeaşi valoare constantă, astfel:

Pagina 53 din 80




T1⋅ cosφ1 = T2⋅ cosφ2 = … = Ti⋅ cosφi.

La filarea unei lungimi mai mari de lanţ decât adâncimea de ancorare, unghiul φ1

dintre lanţ şi fundul mării în punctul de contact al acestora este nul, reacţiunea locală din lanţ

neavând componentă pe verticală ce ar putea produce ridicarea cheii de împreunare a ancorei.Astfel pentru l1 > 0 se pot scrie egalităţile:

φ1 = 0 ; T0 = T1⋅ cosφ1 = Ti⋅ cosφi = Fext .

Fext re prezintă componenta orizontală a sumei forţelor exterioare sistemului navă-lanţ-

fund de apă, care acţionează asupra navei tinzând să o îndepărteze de punctul de ancorare.

Forţele exterioare au origine diversă, dintre toate evidenţiindu-se cantitativ doar cele produse

de interacţiunea curentului marin (Fc) şi vântului (Fv) cu porţiunea imersă, respectiv emersă, a

corpului şi construcţiilor aflate pe puntea principală a navei. Astfel:

Fext = Fc + Fv .

Cele două forţe perturbatoare ale echilibrului static al navei aflate la ancoră se pot

calcula utilizând relaţiile:

Fc = 0,5((kk(ξf + Δξf)(Aud(ρapa(vΣ2 [N];

Fv = kv(A(vv2 [N];

în care: ρapa = densitatea apei de mare = 1,025 [N⋅ s2/m4];

k k = coeficient de corecţie pentru influenţa curburii corpului (dat tabelar)

L/Bx 6,0 8,0 10 12 > 12k k 1,04 1,03 1,02 1,01 ≅ 1,0

ξf = coeficient de frecare al apei de carenă = 1,14÷3,84;

Δξf = majorare a coeficientului de frecare datorată prezenţei asperităţilor pe corpul

navei = 0,7÷1,2 (valorile mai mici corespund navelor cu construcţie sudată a învelişului

corpului);

Aud = suprafaţa carenei;

vΣ = vc + vt;vc = viteza curentului marin = 1÷2,57 [m/s] (pentru navele cu zonă nelimitată de

navigaţie);

vt = viteza navei la tragerea acesteia pe lanţ = 0,1÷0,3 [m/s];

k v = coeficientul de presiune al vântului = 0,24÷0,61 [N⋅ s2/m4];

A = suprafaţa velică a navei [m2];

vv = viteza vântului = 4÷12 [m/s] (corespunzător 3÷6 grade Beaufort).

Pagina 54 din 80




În urma rezolvării ecuaţiei lănţişorului, pentru reacţiunile de la capetele lanţului de

ancoră se vor găsi următoarele relaţii de calcul:

)hH(2

)hH(lqTT

22

apa01 +⋅+−

⋅==[N];

)hH(2

)hH(lqT

22

apa2 +⋅++

⋅=[N];

Lungimea lanţului de ancoră liber suspendat în apă este:

2

apa

ext )hH(q

F)hH(2l ++

⋅+⋅=

[m].

Conform R.N.R., lungimea totală minimă a unui lanţ de ancoră este Lltmin = 2,5⋅ H

(pentru o adâncime de ancorare de calcul de 50÷150 m). Trebuie remarcat faptul că

adâncimea uzuală de ancorare în practica maritimă este de 15÷30 m rareori depăşind 50 m.

În aceste condiţii lungimea lanţului aşezat liber pe fundul mării este:

l1 = Llt – l [m].

Datorită maselor variabile suspendate de nara de bordaj a instalaţiei de ancorare

(lungimi diferite de lanţ imersat, smulgerea ancorei de pe fundul apei etc.), forţele de

tracţiune la barbotina vinciului de ancoră pe timpul virării ancorei variază pe parcursul

diferitelor etape ale acestui proces. În general, forţa de tracţiune la barbotină (T) este

determinată de două componente: forţa de greutate a lanţului liber suspendat în apă şi forţa de

greutate a lanţului suspendat între barbotina vinciului şi puţul lanţului de ancoră.

Forţele de tracţiune la barbotină, cuplul necesar al motorului electric de antrenare şi

duratele diferitelor etape ale procesului de virare a ancorei sunt prezente în cele ce urmează:

Etapa I:

Forţa de tracţiune în lanţ la barbotina vinciului:

nb

22

apaI)hH(2

)hH(lqT

η⋅+⋅

++⋅=

[N].

Pagina 55 din 80




Cuplul motorului electric de acţionare: i

R )hqT(M

mec

bnpnpI

I⋅η

⋅⋅η⋅−=

[N⋅ m].

Durata de desfăşurare primei etape: I b

1I

nR

il30t

⋅⋅π

⋅⋅=

[s].În relaţiile prezentate apar mărimile:

ηnb = randamentul funcţional al nării de bordaj = 0,65÷0,80;

ηnb = randamentul funcţional al nării de punte = 0,70÷0,80;

ηmec = randamentul funcţional al transmisiei mecanice = 0,42÷0,82;

R b = raza barbotinei vinciului = 6,85⋅ d [m] (calibrul lanţului exprimat în m);

hnp = lungimea lanţului de ancoră suspendat în puţul lanţului [m];

i = raportul de transmisie al transmisiei mecanice = 100÷200;nI = turaţia motorului electric corespunzătoare cuplului la axul acestuia [rot/min]

(reiese din caracteristica mecanică a motorului)

Etapa II:

Odată cu terminarea virării porţiunii de lanţ aflate pe fundul apei forţa de tracţiune la

barbotină creşte datorită rezistenţei opuse de ancoră fapt pentru care nava este nevoită să se

deplaseze în continuare către verticala ancorei. Creşterea forţei de tracţiune este liniară, de la

valoarea TI la cea corespunzătoare smulgerii ancorei de pe fundul apei (T III). Forţa TIII şi

turaţia nIII corespund debutului etapei a treia. În mod asemănător variază şi cuplul la axul

motorului electric al vinciului.

Timpul de desfăşurare al etapei a doua este: )nn(R

i)hHl(60t

IIII b

II +⋅⋅π

⋅−−⋅=

[s].

Etapa III:

Această etapă corespunde exclusiv procesului de „smulgere” al ancorei. Forţa de

tracţiune necesară la barbotină prevede învingerea atât a forţelor de greutate ale ancorei şi

lanţului filat cât şi a celor de reţinere a ancorei pe fundul apei (Fa). Forţa de reţinere a ancorei

pe fundul apei nu poate fi precis calculată ea depinzând de o serie de factori de origine

complexă, totuşi ea este estimată în mod acoperitor ca fiind egală cu dublul greutăţii în aer a

ancorei. Se vor putea determina astfel următorii parametri:

forţa de tracţiune necesară smulgerii ancorei:

Pagina 56 din 80




nb

apaaapaa

III

hqHqGG2T

η

⋅+⋅++⋅=

[N];

cuplul la axul motorului electric (momentul necesar de smulgere):

iR )hqT(M

mec

bnpnpIIIIII ⋅η ⋅⋅η⋅−=

[N⋅ m];

timpul de smulgere al ancorei (de repaus sub curent): tIII ≅ 60 [s].

Etapa a treia ia sfârşit în momentul în care ancora nu se mai află în contact direct cu

fundul apei când forţa de tracţiune şi momentul necesare scad la valorile TIV respectiv MIV.

Etapa IV:

La începutul acestei etape se înregistrează mărimile:

forţa de tracţiune în lanţ la barbotină: nb

apaapa

IV

GahqHqT

η

+⋅+⋅=

[N];

cuplul la axul motorului de antrenare:

i

R )hqT(M

mec

bnpnpIV

IV⋅η

⋅⋅η⋅−=

[N⋅ m].

Lungimea lanţului aflat în apă scade continuu prin virarea cu viteză constantă

asigurată de vinciul de ancoră, fapt ce duce la scăderea uniform liniară a forţei şi cupluluinecesar la barbotină. La finalul etapei a patra (momentul în care ancora ajunge în dreptul nării

de bordaj), forţa şi momentul devin:

nb

aIVf

GT

η=

[N]; i

R )hqT(M

mec

bnpnpIVf

IVf ⋅η

⋅⋅η⋅−=

[N⋅ m].

Durata celei de-a patra etape se poate calcula cu relaţia:

)nn(R

i)hH(60t

IVf IV b

IV+⋅⋅π

⋅+⋅=

[s]

Etapa V:

La intrarea ancorei în nara de bordaj forţele de frecare cresc substanţial datorită

forţelor de apăsare mult mai mari exercitate de ancoră pe suprafaţa interioară a nării de bordaj

fapt determinat de greutatea specifică net superioară a ancorei în raport cu cea a lanţului.

Astfel, forţa de tracţiune necesară la barbotina vinciului trebuie să crească, din momentul

intrării ancorei în nară şi până la aducerea ancorei în poziţia finală, cu un procent evaluat la

circa 25%. Prin urmare, la finalul etapei a cincea, se vor înregistra mărimile:

Pagina 57 din 80




forţa de tracţiune în lanţ la barbotină: nb

aV

G25,1T

η

⋅=

[N];

cuplul la axul motorului:i

R )hqT(M

mec

bnpnpV

V⋅η

⋅⋅η⋅−=

Pentru a se evita eventualele deteriorări ale bordajului prin lovirea acestuia cu ancora

şi pentru diminuarea solicitării suplimentare a motorului odată cu creşterea forţelor de frecare

din instalaţie la intrarea ancorei în nară, viteza de virare a lanţului pe această perioadă este de

obicei limitată la maxim 0,05÷0,07 m/s.

Un caz deosebit în funcţionarea instalaţiei de ancorare îl reprezintă funcţionarea în

„regim de avarie” care presupune virarea ancorei de la o adâncime egală cu lungimea L lt a

lanţului. Într-o astfel de situaţie, solicitarea motorului poate fi mult mai mare decât în cazul

smulgerii ancorei din cazul precedent. De aceea este necesar a se verifica comportamentul

motorului pe durata acestui regim. Se pot calcula următoarele mărimi:

forţa de tracţiune în lanţ la barbotină la începutul virării:

nb

aapaltapa

in

GhqLqT

η

+⋅+⋅=

[N];

momentul la axul motorului electric la începutul virării:

i

R )hqT(M

mec

bnpnpin

in⋅η

⋅⋅η⋅−=

[N⋅ m];

forţa de tracţiune în lanţ la barbotină la finalul virării:

nb

afin

GT

η=

[N];

momentul la axul motorului electric la finalul virării:

i

R )hqT(

Mmec

bnpnpfin

fin⋅η

⋅⋅η⋅−=

[N⋅ m];

timpul de virare al ancorei în regim de avarie:

)nn(R

iL60t

finin b

ltav

+⋅⋅π

⋅⋅=

[s]

Pagina 58 din 80




Calculul motorului are în vedere determinarea solicitărilor maxime la care acesta este

supus în condiţii normale şi de avarie precum şi alegerea motorului din cataloagele

specializate.

Iniţial se calculează cuplul mecanic necesar a fi furnizat de către motor în cele mai

defavorabile situaţii posibile [4]:

cuplul necesar smulgerii ancorei de pe fundul apei:

i

R hq

i

R )hqHqGG2(M

mec

bnpnp

nbmec

bapaaapaasm

⋅η⋅⋅η⋅

−⋅η⋅η

⋅⋅+⋅++⋅=

[N⋅ m];

cuplul necesar virării ancorei de la o adâncime egală cu lungimea lanţului de ancoră:

i

R hq

i

R )GhqLq(M

mec

bnpnp

nbmec

baapaltapaLlt

⋅η⋅⋅η⋅

−⋅η⋅η

⋅+⋅+⋅=

[N⋅ m];

cuplul necesar virării a două ancore de la adâncimea H:

i

R hq

i

R )hqHqG(2M

mec

bnpnp

nbmec

bapaaapaa

⋅η⋅⋅η⋅

−⋅η⋅η

⋅⋅+⋅+⋅=

[N⋅ m].

Dintre cele trei momente se va lua în calcul momentul de valoare maximă (Mmax).

Deoarece pe parcursul situaţiilor amintite motorul se află în regim de suprasarcină,

pentru calculul cuplului nominal al motorului (Mn) se va utiliza relaţia:

λ=

maxn

MM

[N⋅ m],

unde: - Mmax = max (Msm; ML; Ma);

λ = coeficientul de suprasarcină al motorului.

În ceea ce priveşte turaţia motorului, aceasta se poate determina prin prisma vitezei de

virare a lanţului. Turaţia nominală de calcul a motorului este:

Ψ⋅= mednc nn [rot/min],

în care: - nmed = turaţia motorului ce corespunde vitezei medii de virare a ancorei (v lt

med = Llt/ ttot) [rot/s];

b

ltmed

tot b

ltmed

R

vi55,9

tR

Li55,9n

⋅⋅=

⋅

⋅⋅=

[rot/min]

Llt = lungimea imersată a lanţului [m];ttot = timpul total de virare al ancorei [s];

Pagina 59 din 80




Ψ = coeficient dat de relaţia: Ψ = 1-sn;

sn = coeficientul de scădere al tensiunii de alimentare a motorului pe timpul

suprasarcinii (pentru motoarele asincrone cu rotor în scurtcircuit: sn = 0,1).

Odată calculate turaţia şi cuplul nominal se poate determina puterea de calcul a

motorului (Pnc), astfel:

9550

nMP

ncnnc ⋅=

[kW],

în care: Mn = momentul nominal al motorului [N⋅ m]; nnc = turaţia nominală de calcul

a motorului electric de acţionare [rot/min].

Cunoscând toate aceste caracteristici se alege din cataloagele specializate un motor

care să corespundă parametrilor calculaţi sau altora imediat superiori.

6.1.3. Calculul particularizat al instalaţiei

Calculul instalaţiei de ancorare a navei de proiectat efectuat pe baza relaţiilor anterior

prezentate a dus la obţinerea rezultatelor ce vor fi prezentate în cele ce urmează.

Calculul caracteristicii de dotare a navei:

Din prezentarea şi planul general de construcţie ale navei se pot desprinde

următoarele caracteristici constructive:

deplasamentul navei : D = 50000 tdw;

suprafaţa velică a navei în limitele lungimii de calcul : A = 1505,5 m2;

lăţimea maximă a navei : B = 30,24 m;

suma înălţimilor etajelor suprastructurii pupa şi rufurilor cu lăţimea mai mare de(0,25⋅ B) : Σhi = 13,4 m;

înălţimea convenţională de la linia de plutire la acoperişul celui mai înalt ruf : h =

17.6 m.

Caracteristica de dotare are astfel valoarea: Na = 2999,3.

Alegerea parametrilor dimensionali ai lanţului şi ancorei:

În conformitate cu valoarea caracteristicii de dotare a navei se aleg:lanţ de ancoră cu calibrul: d = 87 mm (lanţ cu rezistenţă mărită);

Pagina 60 din 80




lungimea unui lanţ de ancoră: Llt = 330 m;

ancoră tip Hall cu o greutate: Ga = 10 tf = 98066 N.

Având în vedere aceşti parametri, pentru un metru liniar de lanţ de ancoră se

determină o greutate: q = 1595,9 N. În apă, greutatea aceleaşi lungimi de lanţ va fi: q apa =

1388,4 N. Greutatea ancorei în apă va fi: Gapa = 85317 N.

Adâncimea de ancorare considerată este H = 100 m. Corespunzător acesteia şi stării

de echilibru static a sistemului navă-lanţ-fund de apă, lungimea de lanţ suspendată liber în

apă este l = 194,51 m. Lungimea de lanţ aşezată liber pe fundul apei este l1 = 135,49 m.

Forţele exterioare ce acţionează asupra navei:

La calculul acestor forţe s-au luat în considerare următorii parametri:

densitatea apei: ρ = 1,025 t/m3;

coeficientul de frecare al apei de carenă: ξf = 1,7;

coeficientul de corecţie pentru influenţa curburii corpului: k k = 1,042;

majorarea coeficientului de frecare datorată asperităţilor: Δξf = 0,7;

coeficientul de presiune al vântului: k v = 0,37 t/m2;

aria suprafeţei carenei: Aud = 10090,421 m2;

viteza navei la tragerea pe lanţ: vt = 0,21 m/s;

viteza curentului de apă: vc = 2,5 m/s;

viteza vântului: vv = 11,8 m/s.

În urma calculelor efectuate s-au determinat următoarele valori pentru forţele

exterioare:

forţa perturbatoare produsă de curentul de apă: Fc = 93861 N;

forţa perturbatoare produsă de vânt: Fv = 84161 N;

forţa perturbatoare exterioară totală: Fext = 178020 N.

Forţele de tracţiune la barbotină şi cuplurile necesare la axul motorului de acţionare

pe parcursul etapelor virării ancorei de la adâncimea H:

În calcule s-au utilizat următorii parametri:

raza barbotinei vinciului: R b = 0,596 m;

randamentul mecanic al acţionării: ηmec = 0,55;

coeficientul pierderilor în nara de bordaj: ηnb = 0,76;

coeficientul pierderilor în nara de punte: ηnp = 0,79;

Pagina 61 din 80




lungimea lanţului de ancoră suspendat în puţul lanţului de ancoră: hnp = 6,7 m;

înălţimea narei de bordaj faţa de nivelul apei: h = 4,75 m;

raportul de transmisie mecanic: i = 200;

viteza medie de virare a lanţului: vltmed = 10 m/min.

Etapa I:

Forţa de tracţiune la barbotină: TI = 425600 N. Cuplul necesar la axul motorului de

acţionare: MI = 2260 N⋅ m.

Etapa II:

Forţa de tracţiune la barbotină la sfârşitul acestei etape este: TII = 562990 N. Cuplul

necesar la axul motorului de acţionare: MI = 3004,3 N⋅ m. Aceste valori sunt cele maxim

înregistrate pe toată perioada procesului de virare a ancorei corespunzând începutului

smulgerii ancorei de pe fundul mării.

Etapa III:

Forţa de tracţiune la barbotină: TIII = 304920 N. Cuplul necesar la axul motorului de

acţionare: MIII = 1606,2 N⋅ m. Valorile corespund sfârşitului procesului de smulgere a

ancorei.

Etapa IV:

Forţa de tracţiune la barbotină: TIV = 129030 N. Cuplul necesar la axul motorului de

acţionare: MIV = 653,3 N⋅ m. Aceste valori se înregistrează în momentul ajungerii ancorei în

dreptul nării de bordaj.

Etapa V:

La sfârşitul acestei etape vor fi determinate următoarele valori: forţa de tracţiune la

barbotină: TV = 161290 N şi cuplul necesar la axul motorului de acţionare: MV = 828,077

N⋅ m.

Pagina 62 din 80




În urma obţinerii acestor rezultate se poate trasa diagrama de variaţie a forţei de

tracţiune la barbotină pe perioada procesului de virare a ancorei (vezi

anexaVariaţieForţăTracţiuneBarbotină – fig.1).

Forţele de tracţiune la barbotină şi cuplurile necesare la axul motorului de acţionare

pe parcursul virării ancorei de la adâncimea Llt:

Pe parcursul virării ancorei de la o adâncime cel puţin egală cu cea a lanţului de

ancoră se vor înregistra următoarele valori pentru parametrii amintiţi:

la începutul virării: Tin = 725090 N; Min = 3882,6 N(m;

la ajungerea ancorei în dreptul narei de bordaj: T = TIV; M = MIV;

la finalul operaţiunii de virare: T = TV; M = MV.

În mod asemănător se poate trasa graficul de variaţie al forţei de tracţiune la barbotină

(vezi anexaVariaţieForţăTracţiuneBarbotină – fig.2).

Calculul puterii acţionării electrice a vinciului:

Motorul electric de antrenare al vinciului va fi astfel ales încât să facă faţă solicitărilor

maxime de cauzalitate diversă ce pot apare în exploatarea instalaţiei de ancorare. Astfel,

literatura de specialitate [4] prevede ca la alegerea motorului electric să se considere cuplu

maxim de exploatare al motorului cel mai mare cuplu dintre următoarele trei:

cuplul necesar smulgerii ancorei de pe fundul apei (Msm);

cuplul necesar virării ancorei de la o adâncime egală cu Llt (MLlt);

cuplul necesar virării a două ancore de la adâncimea H (Ma).

Pentru aceste cupluri s-au determinat valorile:

Msm = 3004,3 N(m; MLlt = 3882,6 N(m; Ma = 3258,2 N(m.

Se observă că momentul maxim este MLlt. Momentul nominal la axul motorului este

Mn = 2065,2 N⋅ m (s-a considerat λ = 1,88). Turaţia medie va fi nmed = 534,12 rot/min ceea ce

va impune o turaţie nominală de calcul nnc = 480,7 rot/min.

Având în vedere cuplul şi turaţia nominale ce trebuie asigurate de motor se poate

determina puterea nominală de calcul a acestuia: Pnc = 103,9 kW.

Alegerea motorului electric de acţionare a vinciului:

Din literatura de specialitate s-a ales următorul motor electric de acţionare a vinciului

instalaţiei de ancorare – motor asincron trifazat cu rotor în scurtcircuit din seria ASI fabricat

Pagina 63 din 80




în România cu următoarele caracteristici: tensiunea nominală de alimentare (Un) = 3x380 V

(c.a.); puterea = 112 kW; turaţia sincronă = 490 rot/min; turaţia nominală = 480 rot/min;

randamentul = 93 %; cos φ = 0,88; intensitatea curentului nominal absorbit (In) la tensiunea

nominală de alimentare = 232 A; raportul Mp/Mn = 1,2; raportul Ip/In = 7; raportul Mm/Mn

= 1,8, greutatea = 1120 kgf.

6.2 INSTALATUA DE UNGERE

Instalaţia de ungere este destinată pentru a prelua, depozita, filtra si debita uleiul

pentru ungerea si răcirea tuturor organelor motorului care in timpul funcţionării, efectuează

mişcari relative in scopul micşorării pierderilor mecanice prin frecare si a reducerii uzurii.

Prevederi R.N.R.

1.POMPE DE ULEI

Cănd există un singur motor principal, trebuie să existe cel puţin două pompe de ulei

de ungere prin circulaţie. Una este principală si una de rezervă din care una poate fi acţionată

de motor. Trebuie prevazută

semnalizarea nivelului inferior minim admisibil in tancul gravitaţional si pornirea automată a

pompei de rezervă in cazul opririi pompei principale.

Trebuie prevăzute mijloace de control pentru verificarea trecerii uleiului prin lagăreleturbosuflantelor.

2. ALIMENTAREA CU ULEI DE UNGERE

Capetele tuburilor de scurgere din carterul motorului in tancul de colectare trebuie să

fie amplasate in aşa fel incât in timpul funcţionarii ele să fie in permanenţă scufundate in ulei.

Ţevile de scurgere de la două sau mai multe motoare nu trebuie cuplate intre ele.

Pagina 64 din 80




La separarea uleiului trebuie luate măsuri care să excludă posibilitatea amestecarii

uleiului motorului principal cu cel al motoarelor auxiliare. Capacitatea de trecere a fiecărui

filtru trebuie să depăseaşcă cu 10% debitul pompei.

Instalaţia de ungere trebuie să aiba toate aparatele necesare de măsură şi control.

Pentru tubulaturile instalaţiei de ungere trebuie montate pe tubulatura de aspiraţie a

pompei reductoare cu roti dinţate-un filtru magnet.

Tubulatura separatoarelor poate fi folosită şi pentru separarea combustibilului, cănd

dispune de dispozitive sigure care previn amestecarea combustibilului cu uleiul.

3. TANCURI DE ULEI

Tancurile de ulei trebuie separate de tancurile de combustibil lichid, de apa pentru

caldări, de apa potabilă si de ulei vegetal prin coferdamuri. Tancurile pentru colectarea

uleiului de circulaţie din instalaţiile cu turbine trebuie separate de invelisul exterior al

fundului prin coferdamuri.

Se va prevedea un tanc de rezervă cu o capacitate suficientă pentru completarea

instalaţiei cu ulei până la starea de regim.

Tubulaturile de aspiraţie din tancurile aflate in afara dublului fund trebuie să aibă

valvule de inchidere instalate direct pe tanc.

Incalzirea uleiului se poate face cu ajutorul apei, aburului sau incalzit electric, sisteme

care trebuie amplasate in părtile cele mai de jos ale tancului.

Parametrii funcţionali

Debitul masic de ulei de ungere : mu = 71,013 kg/sDensitatea uleiului : (u = 900 kg/m^3

Domeniul de presiuni normal : p = 3 – 6 bari

Temperatura de intrare a uleiului in răcitor : Tu1 = 333 K

Temperatura de ieşire a uleiului din răcitor : Tu2 = 323 K

Temperatura de intrare a apei de mare in răcitor: Tam1 = 298 K

Temperatura de ieşire a apei de mare din răcitor: Tam2 = 303 K

Pagina 65 din 80




Dimensionarea tancurilor

1.DIMENSIONAREA TANCURILOR DE CIRCULAŢIE

Volumul de ulei din sistem, se determină prin admiterea numărului de circulatie, nc,

care arată de cate ori in decurs de o oră, intreaga cantitate de ulei va trece prin obiectul

ungerii.

Se adopta nc = 10

Qv = 326,66 m^3/h -- debitul pompei de circulatie

Volumul de ulei din rezervorul de circulaţie si din sistemul de ungere este :

Vu = Qv / nc Vu = 32,666 m^3

Volumul tancului de circulaţie se prevede de 1,4 ori mai mare datorita spumarii

uleiului.

cm = 1,05 -- coeficient de incărcare a rezervorului cu impurităţi

Vtuc = 1,4(cm(Vu Vtuc = 48,019 m^3

2. TANCURILE DE ULEI DE REZERVĂ

volumul de ulei de rezervă

ns = 1 -- numarul de schimburi de ulei in decursul unui voiaj ( se asigura minim un

schimb de ulei )

cu = 2,5(10^-4 kg/kWh -- consum specific de ulei

( = 1080 h -- durata de funcţionare a motoruluiPe = 13720 -- puterea efectivă a motorului

Vur = ns(Vu + cu(Pe((/(u Vur = 36,782 m^3

-volumul tancului de ulei de rezervă

Vtur = cm(Vur Vtur = 38,621 m^3

Dimensionarea schimbătoarelor de căldură (răcitoare)

Pagina 66 din 80




Răcirea uleiului se face cu schimbătoare de căldura prin suprafaţa realizată prin tevi.

Răcitor ulei mecanism motor

-debitul de căldură necesar

c1 = 1,12 -- coeficient de majorare a suprafetei de incălzire

k = 1200 kJ/m^2hgrd -- coeficient global de schimb de căldură

Cu = 2,033 kJ/kgK -- căldura specifică a uleiului

Q = Qv((u (Cu(( Tu1- Tu2 ) Q = 5,977(10^6 kJ/h

-suprafaţa de schimb de căldură necesară

(Tmax = Tu1-Tam2 (Tmax = 30 K

(Tmin = Tu2-Tam1 (Tmin = 25 K

(Tm = ((Tmax - (Tmin) / ln((Tmax/(Tmin) (Tm = 27, 424 K

S = (c1(Q) / (k((Tm) S = 203,414 m^2

Dimensionarea pompelor

In sistemele de ungere a motoarelor navale se folosesc pompe cu roţi dintate.Acestea

prezintă avantajul unor construcţii simple sigure in funcţionare si debitarea uniformă a

uleiului.

POMPA DE TRANSFER

Pompa de transfer trebuie să vehiculeze volumul de ulei existent in sistemul de ungerein decurs de 1 h.

( = 1 h -- timpul de vehiculare a uleiului

cd = 1,15 -- coeficient de majorare a debitului ţinand cont de reducerea acestuia in

timp

Qptu = (cd(Vu) / ( Qptu = 37, 566 m^3/h

Se alege o pompă tip Dl 11.

Pagina 67 din 80




2. POMPA DE CIRCULAŢIE

Debitul pompei de circulaţie se determină in funcţie de debitul de caldură care trebuie

preluat de la uleiul de ungere.

Deci debitul pompei : Qpcu = 3600(cd(mu/(u

Qpcu = 326,66 m^3/h

DIMENSIONAREA TUBULATURILOR

-pe aspiraţia pompei de transfer

Se adopta o viteză de curgere : v1=0.9 m/s

Suprafaţa de curgere : S1=Qptu\3600 v1 S1=0.012 m^2

Diametrul interior al tubulaturi :

d1 = (4S1/( d1=0.122 m

Se alege o tubulatură : 125*6 STAS 530\1-87

pe refularea pompei de transfer

Se adoptă viteza de curgere: v2 = 1.2 m/s

Suprafată de curgere :S2 = Qptu/3600 v2 S2 = 0.009 m^2

Diametrul interior al tubularuri :

d2 = (4S2\( d2 = 0.105 m


Pagina 68 din 80




pe aspiratia pompei de circulaţie

Se alege viteza de curgere: v3 = 0.9 m/s

Suprafaţa de curgere:

S3 = Qptu/3600 v3 S3 = 0.101 m^2


d3 = (4S3/( d3 = 0.358 m


pe refularea pompei de circulaţie

Se adoptă viteza de curgere: v4 = 1.2 m/s

Suprafaţa de curgere: S4 = Qptu/3600 v4 S4 = 0.076 m^2


D4 = (4S4/( d4 = 0.31 m

Se alege o conductă : 350*8 STAS 530\1-87

DIMENSIONAREA SEPARATOARELOR

La sistemele de propulsie de puteri medii si mari, curaţirea fină a uleiului este

realizată prin procesul de separaţie a uleiului folosind in avest scop separatoare centrifugale

de acelasi tip cu cele de combustibil.

Debitul separatoarelor se obţine din conditia ca intreg volumul de ulei existent insistemul de ungere sa fie separată in decurs de doua ore.

Pagina 69 din 80






6.Continutul de apă

Poate apare accidental sau datorită condensari.

7.Conţinutul de cenuşă si asfalt tare

Este constituit din substanţe abrazive.Se admite un conţinut de 0.005-0.02%

8.Conţinutul de cocs

Reprezintă cantitatea de depuneri cocsificate rezultate in urma arderii fară aer in

aparatul Courdason.

9.Cifra de saponificare

Se masoară prin cantitatea de KOH in mg/g necesar pentru a saponifica esterii si acizii

graşi liberi.

10.Cifra de iod

Indică conţinutul de substantă nesaturată in ulei si se măsoară prin cantitatea de iod,in

grame, ce poate fi absorbită de 100 g ulei.

11.Oxidarea si stabilitatea la oxidare

Reprezintă reactia oxigenului cu diverşi componenţi.

12.Onctuozitatea

Este proprietatea uleiurilor de a adera la suprafeţe pieselor cu care vin in contact.

13.Coroziunea

Pagina 71 din 80




Se determină prin pierderile de metal cu aparatul Pinchevici.

14.Impurităţi mecanice

Se determină prin dizolvarea unei cantităţi determinate de ulei in heptan normal si

măsurarea cantitaţii ce se depune la fund, sub forma solida.

15.Aciditatea

S-a introdus noţiunea de indice total de aciditate ce exprimă cantitatea de KOH in

mg/g necesară anihilării totale a acizilor din ulei. De obicei se separă aciditatea minerală

(aciditatea tare), de aciditatea organică (aciditatea slabă), dându-se un indice pentru fiecare.

16.Bazicitatea

Reprezintă valoarea de neutralizare, respectiv capacitatea uleiului exprimată in mg

KOH/g de a anihila o anumită cantitate de acid.

17.Culoarea

Uleiurile aditivate au culoare neagră . Uleiurile bine rafinate au culoare deschisă .

Uleiurile neaditivate au culoare de la galben inchis la roşu violet.

18.Fluorescenta

Este calitatea uleiurilor de a se manifesta fluorescent la luminarea cu lumini dediverse lungimi de undă . Nu are legatură cu calitatea uleiului.

19.Detergenţa

Reprezintă calitatea uleiului de a indeparta depunerile de pe suprafeţele expuse sau de

a nu permite depunerile.

20.Dispersanţa

Pagina 72 din 80




Reprezintă calitatea uleiului de a nu permite formarea depozitelor de particule fine.

21.Stabilitatea la depozitare

Este importantă pentru uleiurile navale păstrate in rezervă .

22.Proprietăţi antispumante

Se creează special prin aditivarea uleiului.

6.3 INSTALAŢIA DE VENTILAŢIE

1. Descrierea instalaţiei

1.1. Instalaţia de ventilaţie CM

Instalaţia are rolul de a asigura aerul necesar consumatorilor din CM (motor principal,

diesel generatoare, caldarină etc.), si de a elimina aerul cald si gazele degajate de agregatele

şi instalaţiile din acest compartiment.

Pentru introducţie în CM sunt prevăzute 5 ventilatoare axiale din care unul de

rezervă , cu urmatoarele caracteristici:- debit: 50 000 m3/h;

- presiune: 63 mmCA.

Pentru extractia aerului viciat din santina CM, separatoare si presa injectoare se

prevăd două ventilatoare axiale în construcţie antiexplozivă cu caracteristicile:

- debit: 31 000 m3/h;


Pagina 73 din 80




Pentru extractia aerului cald din zona DG, PCC si saht se prevăd două ventilatoare

axiale cu caracteristicile:

- debit: 31 000 m3/h;


Ventilatoarele de introductie aspiră aerul din exterior prin guri cu jaluzele reglabile. În

caz de incendiu toate gurile exterioare se închid , iar alimentarea ventilatoarelor se întrerupe

din afara CM.

Evacuarea naturală a aerului cald din CM se face prin guri cu jaluzele acţionate din

exterior, prevăzute în partea superioara a cosului de fum.

1.2. Instalaţia de ventilaţie încăperi de serviciu si sanitare

Ventilaţia încăperilor se realizează artificial, natural sau mixt, în funcţie de destinaţia

şi mărimea acestor încăperi. Instalaţia se compune din:

- trasee independente prevăzute cu electroventilatoare şi ramificaţii pentru inducţie si

evacuare la încăperile ventilate artificial;

- trasee prevăzute cu electroventilatoare si ramificaţii pentru evacuare şi mijloace de

inductie naturală la încăperile ventilate mixt;

- mijloace de activare naturală a circulaţiei aerului la încăperile ventilate natural.

Pentru realizarea unei ventilaţii corespunzatoare instalaţia este deservită de 22

electroventilatoare axiale si centrifugale.

Tipul electroventilatorului se alege în funcţie de debitul necesar grupului de încăperi

pe care îl deserveşte si de poziţia de montaj.Tubulatura instalaţiei de ventilaţie este de tip spiroduct. În cazurile în care este

imposibilă utilizarea acestei tubulaturi se folosesc traseele clasice de tubulatură. Îmbinarea

tubulaturii se face cu flanse şi şuruburi. Prinderea tubulaturii de osatura navei se face cu

ajutorul suporţilor de susţinere.

Chesoanele de venţilatie se vopsesc înainte si dupa sudare la nava cu vopsea

anticorozivă la culoarea navei.

Instalaţia asigura urmatoarele schimburi de aer pe oră:

Pagina 74 din 80




- atelier sudură: 35 schimburi/ora ;

- compartiment CO2: 10 schimburi pe oră;

- agrgate frigorifice: 20 schimburi pe ora la introducţie;

25 schimburi pe ora la extracţie;

- compartiment girocompas: 50 schimburi pe oră;

- bucatarie: 50 schimburi pe ora la introducţie;


- oficii: 10 schimburi pe oră;

- spălătorie, uscătorie: 30 schimburi pe ora la introducţie;


- călcătorie: 30 schimburi pe ora la introducţie;


- băuturi, anticameră, lactate: 15 schimburi pe oră

- produse vegetale: 20 schimburi pe oră;

- produse uscate: 10 schimburi pe oră;

- magazii şi spaţiu manipulare: 5 schimburi pe oră;

- vestiar: 10 schimburi pe oră;

- WC-uri, dusuri, grupuri sanitare: 15 schimburi pe oră;

- compartiment maşina cârmei: 20 schimburi pe oră;

- compartiment radar: 30 schimburi pe oră.

1.3. Instalaţia de ventilaţie magazii şi tunel

Magaziile de marfă vor fi ventilate prin evacuare forţată şi introducţie naturală.

Fiecare magazie va fi deservită de cate două ventilatoare de extracţie şi două canale de

introducţie naturală.

Ventilatoarele sunt de tip VAP 710 NAE axiale, trombele de aerisire vor fi prevăzute

cu ciuperca de închidere etansă.

Trombele de aerisire şi ciupercile vor fi din oţel protejate la coroziune.

Pentru ventilarea tunelului de tubulaturi s-a prevăzut un electroventilator axial deextracţie VAP 560 NAE ce va asigura un număr de aproximativ 5 schimburi de aer pe oră.

Pagina 75 din 80




2. Breviar de calcul

2.1. Instalaţia de ventilaţie încăperi serviciu şi sanitare

2.1.1. Generalităţi

Ventilarea încăperilor sanitare şi de serviciu se face artificial, natural sau mixt, în

functie de destinaţia şi mărimea încăperilor respective. Pentru dimensionarea instalaţiei se

determină debitul de aer necesar încaperi deservite si se aleg vitezele optime de circulaţie a

aerului prin canalele de ventilaţie.

Debitul de aer: Q = n∙V (m3/h)

n - numărul de schimburi pe oră

V - volumul încăperilor (m3)

Numărul de schimburi pe ora şi vitezele de circulaţie s-au ales având în vedere

cerinţele regulilor sanitare.

Dimensiunile canalelor de ventilaţie se calculează cu: Q = s∙v

s - sectiunea canalului de ventilaţie (m2)

v - viteză aerului (m/s)

Q - debitul volumetric (m3/s)s = Q/v (m2)

Spre exemplificare, se va face calculul catorva spaţii de locuit si servicii considerate a

fi mai importante.

2.1.2. Calculul debitelor şi alegerea ventilatoarelor

Pagina 76 din 80




atelierul de sudură

Debitul de aer este: Q1 = n1∙V1 = 35∙24 = 840 m3/h.

Se alege un ventilator de extracţie cu caracteristicile:

Q = 1000 m3/h; n = 3000 rot/min; H = 60 mmCA; P = 1,1 kW.

b) grupuri sanitare

Debitul de aer este: Qi = n2∙V2 = 15∙5 = 75 m3/h.

Debitul total de aer: Qtot = Σ Qi = 8∙75 = 600 m3/h.

Se alege un electroventilator de extracţie cu caracteristicile:


c) compartiment radar

Debitul de aer: Q = n∙V = 30∙15 = 450 m3/h.

Se alege un electroventilator axial cu caracteristicile:


d) compartimentul acumulatori

Calculul este efectuat conform prescriptiilor RNR şi anume:

Q = 0,11∙I∙n (m3/h), în care:

I este curentul de încarcare maxim în timpul degajarii gazelor, însă nu mai mic de

0,25 din curentul maxim al dispozitivului de încărcare (A) ;

n = 20 reprezintă numarul de elemenţi ai bateriei.

Q = 0,11∙23∙20 = 50,6 m3/h.

Aria F a secţiunii canalului de ventilaţie naturală nu trebuie să fie mai mică decât cea

determinată cu formula:

F = 2,9∙Q (cm2), însă nu mai mică de 40 cm2

F = 2,9∙50,6 = 146,74 cm2.

Se alege un canal de venţilatie cu F = 314 cm2.

Pagina 77 din 80




2.1.3. Calculul hidraulic

a) Diametrul conductei

Se va alege cel mai dificil traseu.

Se cunoaşte:

- debitul total Qtot = 600 m3/h (0,166 m3/s)

Se adoptă viteza aerului v = 9,02 m/s.

Se scrie ecuaţia continuitătţii Q = S∙v, unde S reprezintă secţiunea de circulaţie.

S = π ∙d2/4, unde d este diametrul conductei

d = 1,128 Qtot/v = 1,128∙(0,166/9,02)1/2 = 0,153 m.

Se va folosi teava 160 x 3,5.

b) Pierderile de presiune

- pierderile liniare de presiune Hl

Se calculează:

- numărul Reynolds: Re = v∙d /( = 9,02∙0,16 / (0,016∙10-4) = 90,2∙104

- rugozitatea relativă: ε = k /d = 0,12/160 = 0,0075

k = 0,12 este rugozitatea absolută

ν = 0,016∙10-4 m2/s vascozitatea cinematica a aerului la 20 0C

λ = 0,0184 coeficient de rezistenţa hidraulică

Deci pierderile liniare vor fi:

Hl = (λ /d)∙(v2/2g) = (0,0184/d)∙(9,022/2∙9,81) = 0,4768 mmCA

Pagina 78 din 80




- pierderile locale de presiune HL

Coeficienţi de pierderi locale:

- intrarea în conductă : ( = 0,5∙8 = 4

- cot 900 : ( = 0,2∙4 = 0,8

- ramificaţie : ( = 0,5∙6 = 3

(( = 7,8

Deci pierderile locale vor fi:

HL = Σ ξ ∙v2/2g = 7,8∙4,146 = 32,33 mmCA

- pierderile statice de presiune HS

HS = h = 5 mmCA

unde, h reprezintă cota măsurată de la nivelul gurilor de aspiraţie până la flanşa

ventilatorului.

- pierderile totale de presiune H

H = Hl + HL + HS = 0,4768 + 32,33 + 5 = 37,8 mmCA.

2.2. Instalaţia de ventilaţie magazii si tunel

Instalaţia de ventilaţie magazii asigură ventilarea magaziilor de mărfuri prin

evacuarea aerului viciat cu ajutorul electroventilatoarelor si introducerea aerului proaspăt

natural.

Pentru dimensionarea instalaţiei s-a determinat debitul de aer necesar magaziei.

Debitul de aer necesar:

Q = n∙V (m3/h)

n - numărul de schimburi pe oră;

Pagina 79 din 80




V - volumul magaziei (m3)

Numărul de schimburi pe oră s-a ales având în vedere cerinţele RNR si Solas:

n = 6 schimburi de aer pe oră calculat la 1/4 din volumul magaziei goale.

Qmag = n∙Vmag∙1/4 = 6∙20000/4 =30000 m3/h

Debitul de aer necesar ventilarii unei magazii este asigurat de doua electroventilatoare

tip VAP 710 NAE cu caracteristicile:

Q = 15000 m3/h

H = 30 mmCA

P = 4 kW

n = 1500 rot/min

Introducerea aerului se face natural prin două ciuperci de ventilatie.

Debitul necesar ventilării tunelului de tubulaturi se calculeaza cu n = 10 schimburi pe

oră.

Qtunel = 10∙230 = 2300 m3/h

Acest debit este asigurat de un electroventilator VAP 500 NAE cu caracteristicile:

Q = 2500 m3/h

H = 28 mmCA

P = 0,55 kW

n = 1500 rot/min

http://www.tocilar.ro/

Documents

Studiu Asupra Instalatiilor Si Stabilirea Caracteristicilor Principale Ale Corpului Navei