Thiết kế tàu nhiều thân

quân, theo đó vận tốc u, v, w và áp suất p tính trong thời gian bình quân còn u’, v’, w’ chỉ cho phần thay đổi. Phương trình trong RANSE giờ đây mang them thành phần liên quan đến u’, v’, w’, thể hiện của đại lượng áp suất Reynolds. Trong khuôn khổ cách làm RANSE khi bỏ qua độ nhớt, điều này đồng nghĩa không xét tính rối của dòng, phương trình Euler mang dạng: ( )( )( ) ⎪⎭ ⎪⎬ ⎫ −=+++ −=+++ −=+++ zzyxt yzyxt xzyxt pawuuuuu pawuuuuu pawuuuuu 3 2 1 v v v ρρ ρρ ρρ 68 Các phần mềm xây dựng trên cơ sở phương trình Euler gặp nhiều thuận lợi hơn so với các thuật toán theo RANSE thuần túy. Dòng chảy qua cánh máy bay dùng trong ngành chế tạo máy bay, qua cánh ngầm tàu cánh ngầm, qua bánh lái tàu thủy, qua cánh chân vịt tàu ngày nay mô phỏng theo thuật toán này. Mô hình giản đơn dùng phổ biến khi giải những bài toán dòng chất lỏng là không tính đến tính xoáy của dòng, hiểu theo công thức toán 0v =×∇ r . Dòng chảy với giả thiết không xoáy, chất lỏng không nhớt không nén gọi là dòng có thế. Vận tốc tính từ biểu thức φ∇=vr , với φ là thế (potential). Các thành phần tốc độ đóng vai trò ẩn bài toán rút gọn về một ẩn φ. Phương trình liên tục cho phép viết: 0=++=Δ zzyyxx φφφφ Đây là phương trình Laplace. Nếu hạn chế lực khối trong chất lỏng chỉ là lực trọng trường, phương trình Euler có dạng: ( ) 01 2 1 2 =⎟⎟⎠ ⎞⎜⎜⎝ ⎛ +−∇+∇ pgzt ρφφ Tiến hành tích phân sẽ nhận được phương trình Bernoulli: ( ) constpgzt =+−∇+ ρφφ 1 2 1 2 Hình 3.7 Sóng quanh thân tàu tính bằng CFD 69 Hình 3.8 So sánh kết quả tính nhờ CFD với thử mô hình 70 Hình 3.9 Sóng nước do hai thân tàu tạo 3.3 Phương pháp tính sức cản của Mercier và Savitsky Mercier từ 1973 sử dụng phương pháp phân tích hồi qui xử lý dữ liệu liên quan sức cản tàu chạy nhanh mà Nordstrom, De Groot, Beys, Yeh vv đã đưa ra trước đó nhằm xác lập công thức gần đúng xác định sức cản tàu. Công thức tính cho phép xác định sức cản toàn bộ RT/Δ cho các giá trị của vận tốc (11 giá trị) Fn từ 1,0 1,1 đến 2,0. Công thức tính sức cản toàn bộ của Mercier và Savitsky (1973) có dạng: RT/Δ = A1 + A2X + A4U + A5W +A6XZ + A7XU + A8XW + A9ZU + A10ZW + A15W2 + A18XW2 + A19ZX2 + A24UW2 + A27WU2 Trong đó X T E A AWiU B Z L x ==∇=∇= ;2;; 2 3/1 Diện tích mặt tiếp nước của vỏ tàu tính theo công thức: ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛++∇=∇ 2 3/13/2 00287,0046,01262,2 T B T BLS Baûng 3.1 FnV → 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 A1 0,06473 0,0776 0,09483 0,03475 0,03013 0,03163 A2 -0,4868 -0,88787 -0,6372 0 0 0 A3 0 0 0 0 0 A4 -0,01030 -0,01634 -0,01540 -0,00978 -0,00664 0 A5 -0,06490 -0,13444 -0,1358 -0,05097 -0,05540 -0,10504 A6 0 0 -0,16046 -0,2188 -0,19359 -0,20540 A7 0,10629 0,1816 ,16803 0,10434 0,09612 0,06007 A8 0,9731 1,8308 1,55972 0,43510 0,51820 0,58230 A9 -0,00272 -0,00389 -0,00309 -0,00198 -0,00215 -0,00372 A10 0,01089 0,01457 0,03481 0,04113 0,03901 0,04794 71 A15 0 0 0 0 0 0,08317 a18 -1,40926 -2,46696 -2,15556 -0,92663 -0,95276 -0,70895 a19 0,29136 0,47305 1,02992 1,06392 0,97757 1,19737 A27 -0,0015 -0,00356 -0,00303 -0,00105 -0,00140 0 Baûng 3.1 (tieáp) FnV → 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 A1 0,03194 0,04343 0,05036 0,05612 0,05967 A2 0 0 0 0 0 A3 0 0 0 0 0 A4 0 0 0 0 0 A5 -0,08599 -0,01289 -0,15597 -0,18661 -0,19758 A6 -0,19442 -0,18062 -0,17813 -0,18288 0,20152 A7 0,06191 0,05487 0,05099 0,04744 0,04645 A8 0,52049 0,78195 0,92859 1,18569 1,30026 A9 -0,0036 -0,00332 -0,00308 -0,00244 0,00212 A10 0,04436 0,04187 0,4111 0,04124 0,04343 A15 0,07366 0,12147 0,14928 0,1809 0,19769 a18 -0,72057 -0,95929 -1,12178 -1,38644 -1,55127 a19 1,18119 -1,01562 0,93144 0,78414 0,78282 A24 0 0 0 0 0 A27 0 0 0 0 0 72 3.4 ĐỒ THỊ TÍNH SỨC CẢN TÀU HAI HOẶC BA THÂN (CATAMARAN, TRIMARAN) Hình 3.10 Tàu nhiều thân a – tàu hai thân (catamaran), b – tàu ba thân (trimaran), c – tàu hai thân đường nước nhỏ (SWATH) Sức cản tàu hai thân chịu ảnh hưởng của tỷ lệ mặt ướt 3 2/ ∇S , tỷ lệ mảnh thân tàu 3/ ∇L và khoảng cách hai thân Ls / . 73 Hệ số sức cản dư tàu hai thân tính theo công thức: cWWcVVcR kCkCC ,,, += Hệ số sức cản dư tàu ba thân tính theo công thức: TWWTVVTR kCkCC ,,, += trong đó CV – hệ số sức cản hình dáng tính cho thân tàu riêng lẻ, kV, với chỉ mục c chỉ catamaran, T chỉ trimaran, là hệ số sức cản nhớt, tính đến ảnh hưởng thân bên cạnh, CW = CR - CV Hình 3.11 Heä soá kw a - catamaran, b - trimaran Heä soá kv a - catamaran, b - trimaran Hệ số sức cản dư tính từ công thức: 1 2 1 v 2 S V V RC RR ρ×⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛×= () trong đó V1 – thể tích phần chìm một thân S1 - diện tích mặt ướt một thân. 74 Hình 3.12 Söùc caûn dö moät thaân Hình 3.13 Hệ số cản nhớt tàu SWATH 75 Hình 3.14 Söùc caûn soùng taøu SWATH Hệ số sức cản dư xác định bằng công thức hồi qui: bCab T BaC T Bab B LaC B La T LabaCa T Ba B LabaCa T Ba B LaaC BBB BBR 222 42 15 1 14 1 13 1 12 1 11 10 2 9 2 8 2 1 7 2 1 654 1 3 1 21 +++++ ++++⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛+⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛+++++= () Vôùi taøu coù caùc tyû leä sau L/B1 = 4 ÷ 9; B1/T = 1,3 ÷ 2,5; CB = 0,5 ÷ 0,7; 2b = 0,2 ÷ 0,5 caùc heä soá ai , i = 1, 2, . . .,15 ñoïc theo baûng 3.2 . Baûng 3.2 Fr Heä soá 0,2 0,22 0,24 0,26 0,28 a1 -19,9249 -18,8808 -13,6882 -12,0690 -40.5094 a2 -0,9334 -1,1791 -0,9585 -1,4256 -1,0694 a3 2,8764 3,5285 4,7716 5,4022 8,2532 a4 72,8001 69,3331 42,8899 38,2245 111,324 a5 -8,2434 -8,6314 -8,0931 -4,4313 -3,2532 a6 0,0603 0,0583 0,0473 0,0463 0,0533 a7 -0,3033 -0,5451 -0,9800 -1,2215 -1,2146 a8 -18,500 -14,6131 4,8052 1,14375 -27,3711 a9 0,3730 0,5207 0,4022 0,3010 0,1507 a10 0,8129 0,9168 0,8952 1,0570 1,1331 a11 -3,1771 -3,0292 -2,8706 -2,6112 -3,6696 a12 -0,3066 -0,4547 -0,6460 -0,7751 -0,7902 a13 -11,6185 -12,2122 -10,8031 -11,9124 -17,13168 a14 -0,0182 -0,0240 -0,0294 -0,0278 -0,0228 a15 13,6963 15,9902 18,3546 14,6241 13,3194 Baûng 3.2 (tieáp) Fr Heä soá 0,3 0,32 0,34 0,36 0,38 0,40 a1 -22,6810 -0,7338 10,8551 30,4651 0,5804 14,2501 a2 -1,5346 -5,4293 -7,1018 -8,3142 -7,6040 -4,5027 a3 2,7288 -7,9090 -8,3818 13,5381 -1,6452 -1,7211 a4 87,7293 120,6991 107,636 68,2001 110,827 40,5466 a5 -17,9288 -60,3819 -61,7521 -27,7995 -10,3335 8,5185 a6 0,0479 0,0181 0,0204 0,0502 0,0816 0,01149 76 a7 -1,5164 -1,9034 -2,0081 -2,3984 -2,4769 -1,9566 a8 -31,3409 -132,719 -127,716 -92,4152 -84,6190 -1,5353 a9 0,6494 -0,4927 -0,7558 -0,5604 -0,3137 -0,1246 a10 1,0014 0,8991 1,1608 1,6559 1,7960 1,8722 a11 -2,7136 4,0263 5,5156 4,7847 2,4398 -3,0713 a12 -0,5492 -0,5690 -0,6249 -0,6026 -1,0788 -1,9792 a13 -6,1872 12,3637 -1,13106 16,3239 -1,2665 -5,2231 a14 -0,0201 0,0142 0,00391 0,0594 0,0869 0,1183 a15 30,9354 94,5143 94,7484 43,1487 24,0460 9,4645 ĐỒ THỊ TÍNH SỨC CẢN TÀU HAI THÂN VẬN TỐC THẤP Sức cản dư tàu hai thân được xét dạng tổng của các thành phần: Rp - sức cản hình dáng ảnh hưởng đến sức cản ma sát Rw - sức cản do tạo sóng Ri - sức cản tạo ra do sự có mặt của hai thân tàu nằm gần nhau. RR = 2Rp + 2Rw + 2Ri Trong tài liệu này sẽ trình bày cách tính sức cản tàu hai thân theo Alfierev. Sức cản dư vừa nêu được Alfierev đưa về dạng: RR = Δ.εR(L/B).kB/T.kB/T.kCB trong đó Δ - lượng chiếm nước của tàu, εR(L/B). = RR/Δ; kB/T.kB/T.kCB các hệ số ảnh hưởng đến hệ số ε, theo B/T. L/B hoặc CB. kB/T = R R (cho B T thieát keá) (cho B T chuaån) / / ε ε kCB = R R (cho CB thieát keá) (cho CB chuaån) ε ε Đồ thị Alfierev giành cho tàu hai thân được giới thiệu tiếp dưới đây. Khác với tàu một thân, với tàu hai thân, hệ số phân cách hai thân w = W/(2B), trong đó W khoảng cách thực giữa hai thân, đo tại mặt giữa tàu, có ảnh hưởng lớn đến sức cản dư. Trong các đồ thị hệ số w mang giá trị 0,3; 0,5; 0,7; và 0,9. 77 Các đồ thị sức cản dư được xác lập cho vận tốc tương đối, tính bằng công thức: n vF g /∇ = ∇1 3 Sức cản toàn bộ tàu hai thân tính theo công thức: RT = ½ ρA (CF + ΔCF) v2 + RR Ví dụ: Tính sức cản tàu hai thân kích thước sau, tại vận tốc Vs = 10HL/h. Lwl = 15,76 m; B = 1,72 m; T = 0,96 m; lượng thể tích chiếm nước V = 22,50 m3; A = 68,20 m2; w = 0,551. Các tỷ lệ và hệ số: L/B = 9,16; B/T = 1,79 và CB = 0,44. Hệ số εR xác định bằng đường nội suy với w = 0,50 và 0,70. Kết quả đọc tính theo bảng. Bảng 3.3 1 Vs HL/h 10 2 m/s 5,14 3 Fn - 0,414 4 Fn∇ - 0,98 5 w - 0,500 0,700 0,551* 6 L/B = 9 11,220 10,785 - 7 L/B = 10 8,155 7,650 - 8 εR. 103 L/B = 9,16 10,729 10,284 10,616 9 B/T = 1,79 10,700 12,430 - 10 εR. 103 B/T = 3,0 7,160 6,075 - 11 kB/T - 1,492 2,050 1,635 12 CB = 0,44 - 6,359 5,495 0,923 13 εR. 103 CB = 0,525 - 6,985 5,781 - 14 kCB - 0,913 0,951 0,923 15 RR kG 784 16 Rn.10-8 - 0,769 17 RF kG 292 18 RT kG 1076 19 PE HP 81 Trong baûng caùc coâng thöùc ñöôïc hieåu nhö sau: (2) v = Vs.0,5144 = 5,144 m/s; (3) Fn = v/ gL (4) //∇ = = ∇∇ 1 31 3 v LFn Fn g ; (5) vaø (7) ñoïc töø ñoà thò; (8) Töø pheùp noäi suy cho L.B = 9,16; (9) vaø (10) ñoïc töø ñoà thò; (11) Tính theo: ( , ) ( , ) ε == ε =/ / / R B T R B T 179k B T 3 0 (12) vaø (13) ñoïc töø ñoà thò; (14) Tính theo: ( , ) ( , ) ε == ε = R CB R CB 0 44k CB 0 525 (15) RR = Δ.εR(L/B).kB/T.kB/T.kCB (16) Rn = v.L/v; (17) Söùc caûn ma saùt; (18) RT = RF + RR ; PE = RT .v/75 78 79 80 81 82 83 84 85 3.5 Thiết kế máy đẩy tàu chạy nhanh Trong phần này của tài liệu sẽ giới thiệu những thông tin liên quan các seri chân vịt đang được dùng rộng rãi trên thế giới. Thông tin dưới đây có thể giúp người thiết kế chọn kiểu chân vịt thích hợp cho công việc và cách triển khai thiết kế chế tạo chân vịt được chọn. Những mô hình đang dùng rộng rãi có thể tìm trong bảng 3.4 sau đây. Bảng 3.4 : Các mẫu chân vịt Tên gọi seri Slg chân vịt mẫu Số cánh AE/A0 H/D D (mm) rh / R Wagenigen B 120 2-7 0,3-1,05 0,5-1,4 250 0,16-0,18 Gawn 37 3 0,2-1,1 0,4-2,0 508 0,2 KCA 30 3 0,5-1,25 0,6-2,0 406 0,2 Ma (SSPA) 32 3&5 0,75-1,2 1,0-1,45 250 0,190 Newton-Rader 12 3 0,5-1,0 1,05-2,08 254 0,167 KCD 24 3-6 0,587 0,6-1,6 406 0,200 Meridian 20 6 0,45-1,05 0,4-1,2 305 0,185 SK 28 3 0,65-1,10 1,0-2,2 200 0,165 Chân vịt nhóm B Wageningen Mô hình chân vịt nhóm B được thử nghiệm tại bể thử NMSB Wageningen, Netherlands, được công bố rộng rãi trong các tài liệu của bể thử. Thông số chính của chân vịt nhóm B Bảng 3.5 : Thông số chính chân vịt nhóm B. Ký hiệu B3 B4 B5 35 50 65 40 55 70 85 100 45 60 75 10 5 Số cánh 3 4 5 Tỉ lệ dt mặt đĩa ,% 35 50 65 40 55 70 85 100 45 60 75 10 5 Tỉ lệ t0 / D 0,050 0,045 0,045 Tỉ lệ dh / D 0,180 0,167 0,167 Kích thước đường bao cánh chân vịt đọc theo các bảng tiếp theo. 86 Hình 3.15 Caùc ñaïi löôïng b, b1, b2 vaø tmax. Baûng 3.6 Ñöôøng bao caùnh chaân vòt nhoùm B.3 r R b Z D A AE . ( / )0 b b 1 b b 2 t D max 0,2 1,6333 0,616 0,350 0,0406 0,3 1,832 0,611 0,350 0,0359 0,4 2,000 0,599 0,350 0,312 0,5 2,120 0,583 0,355 0,0265 0,6 2,186 0,588 0,389 0,0218 0,7 2,168 0,526 0,442 0,0171 0,8 2,127 0,481 0,478 0,0124 0,9 1,657 0,400 0,500 0,0077 1,0 - - - 0,0035 Baûng 3.7. Ñöôøng bao caùnh chaân vòt nhoùm B.4 vaø B.5 r R b Z D A AE . ( / )0 b b 1 b b 2 t D max 0,2 1,662 0,617 0,350 0,0406 0,3 1,882 0,613 0,350 0,0359 0,4 2,050 0,601 0,350 0,312 0,5 2,152 0,586 0,355 0,0265 0,6 2,187 0,561 0,389 0,0218 0,7 2,144 0,524 0,442 0,0171 87 0,8 1,970 0,463 0,478 0,0124 0,9 1,582 0,351 0,500 0,0077 1,0 - - - 0,0030 Toaï ñoä caùc profil caùnh ñoïc taïi baûng 3.8 . Baûng 3.8 r/R Töø ñieåm daày nhaát ñeán meùp thoaùt, % Töø ñieåm daày nhaát ñeán meùp daãn, % 100 80 60 40 20 20 40 60 80 90 95 100 MAËT HUÙT 0,2 - 53,35 72,65 86,90 96,45 98,60 94,50 87,00 74,40 64,35 56,95 - 0,3 - 50,95 71,60 86,80 96,30 98,40 94,00 85,80 72,50 62,65 54,90 - 0,4 - 47,70 70,25 86,55 97,00 98,20 93,25 84,30 74,40 64,35 56,95 - 0,5 - 43,40 68,40 86,10 96,95 98,10 92,40 82,30 72,50 62,65 54,90 - 0,6 - 40,20 67,15 85,40 96,80 98,10 91,25 79,35 70,40 60,15 52,20 - 0,7 - 39,40 66,90 84,90 96,65 97,60 88,80 74,90 67,70 56,80 48,60 - 0,8 - 40,95 67,80 85,30 96,70 97,00 85,30 68,70 63,60 52,20 43,35 - 0,9 - 45,15 70,00 87,00 97,00 97,00 87,00 70,00 57,00 44,20 35,00 - MAËT ÑAÅY 0,2 30,00 18,20 10,90 5,45 1,55 0,45 2,30 5,90 13,45 20,30 26,20 40,00 0,3 25,35 12,20 5,80 1,70 0,05 1,30 4,60 10,85 16,55 22,20 37,55 0,4 17,85 6,20 1,50 0,30 2,65 7,80 12,50 17,90 34,50 0,5 9,07 1,75 0,70 4,30 8,45 13,30 30,40 0,6 5,10 0,80 4,45 8,40 24,50 0,7 0,40 2,45 16,05 0,8 7,40 5.2 Chân vịt cánh rộng Chân vịt Gawn Chân vịt cánh rộng dùng chủ yếu cho tàu chạy nhanh, gồm ba cánh. Tỉ lệ bước xoắn từ 0,40 ÷ 2,0. Tỉ lệ diện tích mặt đĩa chân vịt Gawn từ 0,20 ÷ 1,1. Mẫu chân vịt đường kính 503 mm; tỉ lệ chiều dày đường kính t/D = 0,060; tỉ lệ dh /D = 0,20. Mặt trải của cánh hình elip, tâm tại 0,1R và 0,1R cách đỉnh cánh. Kết quả thử mô hình được trình bày dưới dạng đồ thị: 88 KT ηp J và KQ ηp J Sau khi phân tích bằng phương pháp hồi qui, kết quả trên được viết lại dưới dạng hàm của các hệ số Ae/Ao, H/D, J và số cánh Z. Trên thực tế mô hình được thử cho chân vịt ba cánh, khi Z thay đổi khác 3, các hệ số tính toán đã được ngoại suy. Các hệ số thủy động lực trong hệ hệ thống KT ηp J và KQ ηp J được biểu diễn dưới dạng đa thức, thuận lợi cho lập trình. Các hệ số KT, KQ được xét như hàm của hệ số tiến J, tỉ lệ bước H/D, tỉ lệ diện tích mặt đĩa ae, số cánh Z, tỉ lệ chiều dày cánh t/D và thỏa mãn từng phần điều kiện động lực học Reynolds. Trong thử mô hình chân vịt, như đã giới thiệu tại phần lý thuyết chân vịt, số Reynolds có thể mang dạng: pb V nDRn ( , )+= μ 2 20 75 trong đó: b - chiều rộng cánh tại r = 0,75R Vp - vận tốc tiến của chân vịt μ - hệ số nhớt động học của nước. Trong phạm vi Rn ≈ 2×106, các hệ số KT, KQ của chân vịt được biểu diễn bằng công thức: k l m ne T klmn ok l m n AHK C J Z D A, , , ( ) ( )= ∑ (a) k l m neQ klmn ok l m n AHK K J Z D A, , , ( ) ( )= ∑ 5 (b) Các hệ số Cklmn và Kklmn đọc từ bảng 3.9 89 Baûng 3.9: Heä soá Cklmn cho chaân vòt Gawn TT Cklmn k (J) l (H/D) m (Ae/A0) n (Z) 1 –0,0558636300 0 0 0 0 2 –0,2173010900 1 0 0 0 3 +0,2605314000 0 1 0 0 4 +0,15811400 0 2 0 0 5 –0,14758100 2 0 1 0 6 –0,48149700 1 1 1 0 7 +0,378122700 0 2 1 0 8 +0,014404300 0 0 0 1 9 –0,053005400 2 0 0 1 10 +0,014348100 0 1 0 1 11 +0,060682600 1 1 0 1 12 –0,012589400 0 0 1 1 13 +0,010968900 1 0 1 1 14 –0,13369800 0 3 0 0 15 +0,002411570 0 6 0 0 16 –0,000530020 2 6 0 0 17 +0,16849600 3 0 1 0 18 +0,026345420 0 0 2 0 19 +0,043601360 2 0 2 0 20 –0,031184930 3 0 2 0 21 +0,012492150 1 6 2 0 22 –0,006482720 2 6 2 0 23 –0,008417280 0 3 0 1 24 +0,01684240 1 3 0 1 25 –0,00102296 3 3 0 1 26 –0,03177910 0 3 1 1 27 +0,01860400 1 2 2 1 28 –0,004107980 0 2 2 1 29 –0.000606848 0 0 0 2 30 –0,00498190 1 0 0 2 31 +0,00259630 2 0 0 2 32 –0,000560528 3 0 0 2 33 –0,001636520 1 2 0 2 34 –0,0003287870 1 6 0 2 35 +0,000116502 2 6 0 2 36 +0,0006909040 0 0 1 2 37 +0,004217490 0 3 1 2 38 +0,0000565229 3 6 1 2 39 –0,001465640 0 3 2 2 90 Baûng 3.10: Heä soá Kklmn cho chaân vòt Gawn TT Kklmn k (J) l (H/D) m (Ae/A0) n (Z) 1 +0,00515898 0 0 0 0 2 +0,016066680 2 0 0 0 3 –0,04411530 1 1 0 0 4 +0,006822230 0 2 0 4 5 –0,04088110 0 1 1 0 6 –0,077329670 1 1 1 0 7 –0,08853810 2 1 1 0 8 +0,169375020 0 2 1 0 9 –0,003708710 1 0 0 1 10 +0,005136960 0 1 0 1 11 +0,020944900 1 1 0 1 12 +0,004743190 2 1 0 1 13 –0,007234080 2 0 1 1 14 +0,004383880 1 1 1 1 15 –0,02694030 0 2 1 1 16 +0,05580820 3 0 1 0 17 +0,01618860 0 3 1 0 18 +0,003180860 1 3 1 0 19 +0,012904350 0 0 2 0 20 +0,024450840 1 0 2 0 21 +0,007006430 3 0 2 0 22 –0,027190460 0 1 2 0 23 –0,01664586 3 1 2 0 24 +0,03004490 2 2 2 0 25 –0,033697490 0 3 2 0 26 –0,003500240 0 6 2 0 27 –0,01068540 3 0 0 1 28 +0,001109030 3 3 0 1 29 –0,000313912 0 6 0 1 30 +0,00358950 3 0 1 1 31 –0,001421210 0 6 1 1 32 –0,003836370 1 0 2 1 33 +0,01268030 0 2 2 1 34 –0,003182780 2 3 2 1 35 +0,003342680 0 6 2 1 36 –0,001834910 1 1 0 2 37 +0,0001124510 3 2 0 2 38 –0,0000297228 3 6 0 2 39 +0,000269551 1 0 1 2 40 +0,000832650 2 0 1 2 41 +0,001553340 0 2 1 2 42 +0,000302683 0 6 1 2 43 –0,000184300 0 0 2 2 44 –0,000425399 0 3 2 2 45 +0,000869243 3 3 2 2 46 –0,000465900 0 6 2 2 47 +0,0000554194 1 6 2 2 91 Hình 3.16 : Chaân vòt Gawn Cuối phần này giới thiệu đồ thị Taylor áp dụng cho chân vịt Gawn (hình 3.16a,b). Cách lập đồ thị Bp-δ không khác cách làm cho chân vịt nhóm B-Wageningen. Quá trình thiết kế chân vịt Gawn tiến hành theo hướng dẫn chung, đề cập trong chương 7 “Thiết kế chân vịt”. Viết chương trình máy tính thiết kế chân vịt Gawn được tiến hành theo thuật toán được soạn cho chân vịt bước cố định, trình bày tại chương 11 “Chương trình thiết kế chân vịt” sách “Lý thuyết tàu”. Chân vịt KCA Đây là một biến tướng của chân vịt Gawn, thường gọi là chân vịt Gawn-Burrill. Phaàn töû chính Chaân vòt Ñöôøng kính: 16,0 in Tæ leä chieàu daøy caùnh: 0,0045 Tyû leä ñöôøng kính cuû: 0,2 Soá löôïng caùnh: 3 Höôùng quay: RH Tyû leä maët ñóa: 0,8 Hình 3.17: Chaân vòt KCA Baûng chieàu daøi daøy Baùn kính khoâng thöù nguyeân 0,25 0,375 0,50 0,625 0,750 0,875 0,9375 C,Cc,50 0,640 0,819 1,00 1,140 1,212 1,139 0,946 92 Hình 3.18: Ñoà thò KT J, KQ J chaân vòt Gawn 93 94 95 Tỉ lệ bước xoắn: từ 0,60 ÷ 2,0 Tỉ lệ chiều dày cánh: 0,045 Tỉ lệ dh/D = 0,20. Mặt trải của cánh hình elip, tâm tại 0,1R và 0,1R cách đỉnh cánh. Đồ thị các đặc trưng thủy động chân vịt KCA được giới thiệu tại hình 4.35a,b,c kèm theo phần này. H ìn h 3. 19 : C ha ân vò t K C A 96 Chân vịt Ma Số cánh chân vịt mẫu: Z = 3 và 5. Tỉ lệ bước: H/D từ 1,0÷1,45 Tỉ lệ diện tích mặt trải ae: 0,75÷1,20. Tỉ lệ đường kính củ: dh/D = 0,19 Góc nghiêng cánh: 0°. Tỉ lệ chiều dày cánh: to/D = 0,046÷0,063. Hình 3.20 Chân vịt Ma Kết quả thử mô hình được trình bày trong hệ thống KT ηp J và KQ ηp J. Kết quả trên được chuyển sang hệ thống Taylor, giới thiệu tại hình 4.36c, dạng: QT KK J J J J4 5 vaø tương đương Bu δ và Bp δ. Quan hệ giữa hai cách ký hiệu được hiểu như sau: QTu p KK B B J J J , ; , ; ,δ = = =4 5 101 3 13 19 33 08 Chân vịt Ma được thử nghiệm tại Gotenborg&& . Đồ thị chân vịt Ma được giới thiệu cuối tài liệu này: Hình 3.21: Đồ thị tiêu biểu chân vịt Ma. Chân vịt Newton-Rader N-R Chân vịt N-R gồm các mẫu ba cánh, tỉ lệ bước từ 1,0 ÷ 2,0, tỉ lệ mặt đĩa 0,5 ÷ 1,0. Seri gồm 20 chân vịt mẫu, đường kính D = 254mm, được thí nghiệm với ý định dùng cho tàu cao tốc. Đây là seri chân vịt sủi bọt. Đặc tính chính của seri như sau: 97 AE/Ao P/D 0,48 1,05 1,26 1,67 2,08 0,71 1,05 1,25 1,66 2,08 0,95 1,04 1,24 1,65 2,04 a) Đồ thị KT – J, KQ – J Newton-Rader 98 b) Đồ thị Tk J ; Qk J Hình 3.22: Chân vịt Newtơn Rader 99 Mỗi chân vịt được thử nghiệm tại bể thử với số sủi bọt thay đổi: 0,25; 0,30; 0,40; 0,50; 0,60; 0,75; 1,0; 2,50; và 5,5. Chân vịt Newton-Rader được giới thiệu tại hình 3.23 Hình 3.23: Chân vịt Newton-Rader Chân vịt SK Chân vịt seri SK gồm 28 mô hình, chia làm bốn nhóm, tỉ lệ mặt đĩa 0,65; 0,8; 0,95; 1,10. Tỉ lệ bước dùng trong mỗi nhóm từ 1,0 ÷ 2,2 với thay đổi bước 0,2. Mô hình chân vịt SK gồm 3 cánh, đường kính 0,20m, tỉ lệ của chân vịt 0,165. Phân bố chiều dày lớn nhất dọc bán kính theo luật tuyến tính. Tỉ lệ chiều dày ảo tại tâm củ 0,05, tỉ lệ chiều dày mép cánh 0,045. Chân vịt SK thuộc họ chân vịt sủi bọt. Kích thước hình học chân vịt SK, tỷ lệ ae = 0,95 được giới thiệu tại hình 4.39), giá trị các thông số ghi tại bảng. Kích thước hình học các chân vịt còn lại ghi tại bảng nêu dưới đây. Đặc tính thủy động lực trình bày tại hình 4.40a,b,c) giành cho chân vịt với ae = 0,97 (chân vịt sủi bọt, cải biên) và chân vịt chuẩn ae = 0,95. 100 Hình 3.24: Chaân vòt SK vôùi ae = 0,95 R 20 30 40 50 60 70 80 90 95 100 e 8,18 7,26 6,36 5,45 4,54 3,63 2,72 1,81 1,36 0,9 h 3,70 2,50 1,20 Ae/A0 = 0,65 b 64,4 75,3 84,8 92,5 97,4 98,2 92,0 75,0 57,4 – e1 7,41 7,26 6,90 6,37 5,51 4,61 3,64 2,56 1,89 0,90 e2 –0,77 0 0,54 0,92 0,97 0,98 0,92 0,75 0,57 – Ae/A0 = 0,80 b 79,2 92,6 104,4 113,8 119,8 120,9 113,2 92,4 70,6 – e1 7,31 7,26 7,09 6,59 5,74 4,84 3,85 2,73 2,01 0,90 e2 –0,87 0 0,73 1,14 1,20 1,21 1,13 0,92 0,65 – Ae/A0 = 0,95 b 94,0 110,0 124,0 135,1 142,3 143,5 134,5 109,6 83,8 e1 7,15 7,26 7,23 6,80 5,96 5,06 4,06 2,91 2,07 e2 –1,03 0 0,87 1,35 1,41 1,43 1,34 1,10 0,71 Ae/A0 = 1,10 b 109,0 127,5 143,6 158,5 165,0 166,3 155,8 127,3 97,1 – e1 6,98 7,26 7,36 7,01 6,19 5,26 4,32 3,08 2,18 0,90 e2 –1,20 0 1,0 1,56 1,65 1,66 1,69 1,27 0,82 – 101 Ñoà thò duøng trong thieát keá ñöôïc trình baøy döôùi daïng ñoà thi Papmiel cho toaøn boä seri. a) Ñoà thò KT – J chaân vòt suûi boït SK, ae = 0,97, δ = 0,8 b) 102 c) Đồ thị KQ – J chân vịt sủi bọt SK, ae = 0,95 Hình 3.25 Thiết kế chân vịt sủi bọt Chân vịt sủi bọt, hoặc chân vịt siêu sủi bọt (supercavitating propeller), được dùng trong những trường hợp chân vịt không-sủi-bọt (non-caviting propeller) tỏ ra không hiệu nghiệm theo nghĩa, rằng không có cách gì để ngăn chặn sủi bọt cánh và củ chân vịt. Chân vịt sủi bọt trên thực tế không khác các chân vịt thông thường chúng ta đã quen, ngoại trừ khả năng vẫn đảm bảo lực đẩy trong điều kiện bị sủi bọt không toàn phần hoặc toàn phần. Thiết kế chân vịt sủi bọt là thủ tục chọn chân vịt tối ưu trong điều kiện sủi bọt. Với chân vịt không-sủi-bọt quan hệ giữa lực nâng phần tử cánh với góc tấn có thể coi là tuyến tính . Với chân vịt làm việc trong môi trường sủi bọt, lực nâng là hàm số của hai tham số là góc tấn và số sủi bọt, và hệ số δCL/ δα như chúng ta đã làm quen trong phần đầu tài liệu, khi áp dụng cho chân vịt sủi bọt bị giảm khoảng 4 lần . Với chân vịt sủi bọt cách thích hợp để trình bày lực nâng profil cánh trong quan hệ với các tham số dòng chảy đến nó và trong quan hệ với chiều dầy cánh khi bọt khí đã xâm chiếm toàn bộ bề mặt profil. Theo quan điểm tuyến tính hóa quan hệ lực nâng với các tham số của profil cánh, lực nâng tấm trong điều kiện số sủi bọt σ bằng 0 có thể là: 103 C C L D = + = + ⎫ ⎬ ⎪⎪ ⎭ ⎪⎪ π α π α π α π α . sin .sin .sin .sin 2 4 2 4 2 (a) Với α nhỏ, có thể coi sin α ≈ α và cos α ≈ 1,0. Các biểu thức cuối có thể mang dạng: CL = π α 2 . ; (b) CD = π α 2 . 2. (c) Từ các công thức trên có thể chuyển thể để tính lực nâng và lực cản profil cánh cho chân vịt sủi bọt. Một trong những công thức đó áp dụng cho profil dạng hình cung khư sau: C h b C h b L DL = +⎛⎝⎜ ⎞ ⎠⎟ = +⎛⎝⎜ ⎞ ⎠⎟ ⎫ ⎬ ⎪⎪ ⎭ ⎪⎪ π α π α 2 3 5 2 2 , (d) trong đó b - chiều rộng cánh, h - chiều dầy lớn nhất. Trong trường hợp số sủi bọt khác không, theo sáng kiến của Betz (1930) cần đưa vào công thức đầu đã tính cho σ = 0 một hệ số lực nâng bổ sung, giá trị lực bổ sung tính bằng công thức: CL’ = p p V c0 21 2 − ρ. = σ. (e) trong công thức pc - chỉ áp suất trong bọt khí. Theo cách đó sẽ nhạân được biểu thức tính CL, CD cho σ ≠ 0. CL = π α σ 2 . + ; (f) CD = C CL f.α + . (g) trong đó Cf - hệ số cản ma sát. Thiết kế chân vịt sủi bọt theo tuần tự đã áp dụng tại các phần trước nếu sử dụng chân vịt sủi bọt chuẩn đã qua thí nghiệm. Trong điều kiện thực tế, tài liệu chúng ta có thể có được gồm chân vịt cánh rộng Gawn, chân vịt Gawn-Burrill, seri Newton-Rader và seri Vening-Haberman. Đặc trưng thủy động lực các nhóm chân vịt này được trình bày tại chương ba. Trong phần này của tài liệu được bổ sung thêm các đồ thị KT - J -σ , KQ - J - σ. Thủ tục thiết kế chân vịt sủi bọt gồm xác định đường kính và bước xoắn nhằm đảm bảo tàu đạt vận tốc lớn nhất tiến hành theo bảng sau. Bảng 24 : Thiết kế chân vịt sủi bọt theo chế độ chạy tự do. Ký hiệu & công thức Gán giá trị số sủi bọt σ1 σ2 .... σn Vp = 10330 2 + −Hs pd i . * γ ρ σ , (m/s) 104 Vs = Vp w0 5144 1, *( )− , ( HL/h) T = R t( )1− , (kG) K’n = Vp n T ρ 4 , (theo Papmiel) ηp = f(K’n), từ đồ thị J = f(ηp ), từ đồ thị D = Vp n D. , (m) H/D = f(ηp), từ đồ thị PD = T.Vp/ 75. ηp PE = PD / η Thứ tự thực hiện các phép tính có thể tiến hành theo mẫu dưới đây , áp dụng cho trường hợp chọn chân vịt từ seri Newton-Rader cho tàu cao tốc có lượng chiếm nước D = 75T. Tàu lắp hai máy với công suất tổng cộng BHP = 2x3.800HP = 7600HP. Công suất dẫn đến trục chân vịt, theo các chỉ dẫn đã trình bày trên, có thể tính : PD = 3.500 HP. Từ các phép tính bổ trợ có thể suy đoán, vận tốc tàu 75T này, lắp máy công suất 2x3.800HP, vòng quay chân vịt 1.750 v/ph có thể đạt 48 HL/h. Để đảm bảo độ bền và xét đến tính sủi bọt cánh, chọn chân vịt Newton-Rader với tỷ lệ mặt đĩa AE / A0 = 0,712. Để chọn đường kính chân vịt, dựa vào đồ thị KT - J -σ , KQ - J - σ cần thiết tính thử KT , KQ cho một dẫy đường kính. Tại đây bạn đọc có thể sử dụng hệ thống đo thích hợp và dễ dàng cho mỗi người khi tính. Trong trường hợp dùng đồ thị Newton-Rader có gốc từ nước Anh, có thể dùng đơn vị chiều dài foot khi tính chọn đường kính. Chân vịt Newton-Rader, AE/A0 = 0,712 Bảng 25. D, (ft) KQ = 1891 10 3500 1 988 1750 7 3 5 , * * . , * . * D KT = 1 013 10 48 1750 2, * * . * D 2,8 0,0361 0,992 3,0 0,0256 0,926 3,2 0,0185 0,868 4,4 0,0137 0,817 Trên đồ thị KQ - J - σ có thể xác định σ = 0,3, ứng với V = 48 HL/h. Từ giá trị trên có thể tìm trên đồ thị giá trị của hiệu suất chân vịt: Bảng 26. 105 P/D J η 1,047 0,89 0,65 1,249 0,92 0,65 1,658 1,02 0,58 Giai đoạn thứ ba khi chọn lựa chân vịt sủi bọt là phải xác định “mẫu sủi bọt” thích hợp để mặt hút của cánh “khô” ở mức có thể được, chân vịt làm việc ở góc tấn lớn có thể, dự phòng trường hợp trục chân vịt bị nghiêng lớn khi tàu chuyển sang lướt. Từ đồ thị (b) có thể chọn các thông số phù hợp sau: P/D = 1,249; η = 0,65. Kết quả có thể chọn chân vịt thuộc seri Newton-Rader, đường kính D = 36 in. = 0,914m; bước xoắn P = 45 in. = 1,143m. Tài liệu tham khảo để bạn đọc dễ hình dung : nếu thiết kế chân vịt không-sủi-bọt, bạn sẽ nhận được chân vịt tối ưu như sau D = 1,22m; P/D ≈ 1,8. Chân vịt tham khảo này có hiệu suất thấp và bước lớn hơn nhiều so với chân vịt sủi bọt. 106 CHAÂN VÒT GAWN 107 Máy đẩy dạng phụt nước Máy đẩy dạng máy phụt nước bao gồm hệ thống ống dẫn và các cánh quay trong ổ làm chức năng như bơm phụt nước. Nguyên lý làm việc của hệ thống dạng này như sau. Hình 2.28a: Nguyên lý làm việc của hệ thống máy đẩy dạng máy phụt nước Giả sử nước vào hệ thống với lưu tốc V1 còn thoát ra khỏi ống xả V2, diện tích miệng ống xả A2. Khối lượng nước qua máy đẩy, phụt nước trong hệ thống được tính bằng biểu thức: m = ρA2V2 () trong đó: ρ - mật độ nước. Động lượng của khối nước qua máy đẩy trong trường hợp này sẽ là ρA2V2(V2 – V1). Lực đẩy suy ra từ công thức cuối: T = ρA2V2(V2 – V1) () Công suất hữu ích do T tạo được tính bằng tích của lực đẩy với vận tốc. PT = TVs = mVs(V2 – V1) () trong đó Vs là vận tốc tàu. Để xác định công suất cần thiết đưa hệ thống phụt nước vào làm việc cần thiết viết lại công thức năng lượng của cơ học chất lỏng cho dòng trong đoạn từ miệng vào số 1 trên hình, và miệng ra số 2 trên hình. Công thức Bernoulli áp dụng cho trường hợp này có dạng: V Vp p pρ ρ+ = + + Δ 2 2 1 2 1 22 2 () trong đó: Δp - tổn thất áp lực trong hệ thống. Công thức trên có thể chuyển sang dạng phương trình cột áp sau: p tt p V p VH h h g g g g + + = + + Δ +ρ ρ 2 2 1 1 1 2 2 2 () trong đó: Δh = h1 + h2 như biểu thị trên hình; htt - tổn thất cột áp trong hệ thống ống. Nếu giả thiết rằng p2 = const, công thức cuối có thể viết lại như sau: −= + +b ttV VH h hg 2 2 2 1 22 với p1 = p2 + h1ρg () Công suất cần thiết để bơm làm việc: 108 bôm ttP m V V g h h[ ( ) ( )]= − + +2 22 1 212 () Tỉ lệ giữa công suất đẩy THP và công suất cần cấp cho máy đẩy DHP được gọi là hiệu suất máy đẩy, tính theo công thức. so tt V V V V V g h h ( ) ( ) ( ) −η = − + + 2 1 2 2 2 1 2 1 2 () Tổn thất cột áp htt được chia cho hai nhóm, độc lập nhau, tổn thất nhóm đầu hD liên quan đến tổn thất nội tại trong hệ thống còn nhóm sau hb chỉ cho bơm: htt = hD + hb () Tổn thất nhóm đẩy phụ thuộc vào cấu hình máy phụt nước gồm tổn thất đầu vào, tổn thất khuếch tán, tổn thất do ma sát: hD = hDI + hDD + hDF () Công thức tính tổn thất có thể tham khảo như sau: DIh k V g( / )= 21 2 trong đó: k có thể coi là tổng của các tổn thất tại van dẫn và uốn ống: k = k1 + k2 ≈ 0,01 + 0,015 = − η − εDD D Vh g( )( ) 2 2 11 1 2 () trong đó: ηD - khoảng 90%, ε - tỉ lệ giữa diện tích đầu vào và đầu ra của bộ khuếch tán. Hệ số thứ ba tính theo các công thức tính sức cản ma sát. Có thể ghép các biểu thức trên về dạng chung sau đây: ( )+ Δ= sD D V Vh k g 2 2 với ΔV = V2 – V1 () Hệ số kD nằm trong phạm vi sau: 0,04 < kD < 0,10. Tổn thất hb chỉ liên quan đến cấu hình của bơm, biểu thị bằng công thức. − η= η b b b h H 1 () Các bơm hướng trục hoặc bơm hỗn hợp hiện đại thường có giá trị ηb = 0,90. Có những điểm tương đồng giữa bơm trong máy phụt nước và chân vịt tàu, và điều đó thể hiện bằng các hệ số sau: ϕ Ψη = ⋅πb QK2 () trong đó: ϕ - hệ số dòng; Ψ - hệ số truyền năng lượng, định nghĩa như sau: Q gH ND N D ;ϕ = Ψ =3 2 2 () 109 Hình 2.28b Bơm phụt nước Thiết kế đường dẫn gồm miệng hút, đường ống, các thiết bị đỡ Miệng hút vào ống thông thường có gắn các thiết bị bảo vệ nhằm tránh các vật có kích thước lớn quá giới hạn cho phép lọt vào ống và sau đó vào bơm. Tấm lưới bảo vệ này nếu thưa quá sẽ không làm được việc ngăn ngừa vật lạ, ngược lại mắt dày quá sẽ làm giảm hiệu suất sử dụng đến mức khó chấp nhận. Profil mặt cắt dọc ống có hình dáng thích hợp cho dòng chảy trong đó, giúp cho dòng nước qua bánh công tác đều, còn dòng dọc ống không bị tổn thất nhiều. Trong thực tế có thể gặp ống trụ, tiết diện tròn, tiết diện elip hoặc ống có tiết diện thay đổi. Hình 2.29: Bơm phụt nước tàu cánh ngầm Những ví dụ trình bày tại hình 7.32, giới thiệu những kết cấu đã được dùng có kết quả trong mấy chục năm qua. Hình 2.30a,b giới thiệu bố trí chung máy phụt nước dùng cho tàu cánh ngầm, chở khách kiểu “Jetfoil”, sản xuất tại Mỹ. Công suất máy chính 3700 HP, lưu lượng nước qua bơm hướng trục 1,46m3/s; n = 2080 v/ph; cột áp 170 m.cn. 110 Hình 2.30: Bố trí bơm phụt nước Hình 2.30d: Bơm phụt nước tàu nhỏ Hình 2.31: Thay đổi hướng dòng thoát Hình 2.30c trình bày thiết bị tương tự sản xuất tại Nga từ 1944 dùng cho tàu nổi. Điểm khác biệt tại đây là ống dẫn dạng hình vòm, tiết diện thay đổi. 1- Truïc bôm (truïc chaân vòt) 2- Chi tieát laøm kín 3- Baùnh coâng taùc 4- Boä phaän naén doøng 5- Loã oáng thoaùt 111 Hình 2.30d trình bày kết cấu kim loại của ống trên xuồng nhỏ, khối lượng 800kg, lắp máy 75 PS. Xuồng dài 5m, lắp máy phụt nước dạng này có thể phát huy vận tốc 40 km/h khi chạy trên sông. Ngày nay các hãng sản xuất máy phụt nước đã tiến hành tiêu chuẩn hóa tất cả kết cấu cùng tính năng thiết bị làm cho người thiết kế có nhiều thuận lợi hơn khi chọn phương án. Thông thường hãng chế tạo sản xuất bơm (chân vịt), hệ thống dẫn động, đường ống, ống hút, ống xả và gàu đổi hướng. Gàu đổi hướng có tác dụng hướng dòng thoát từ 0°, ngược với hướng tiến của tàu làm cho tàu tiến về trước, đến gần 180°, trùng hướng tiến của tàu để “hãm” tàu lại. Khi dòng thoát quay sang trái, lái tàu bị sang phải, còn khi dòng đổi sang hướng phải tàu quay ngược lại. Trên thực tế tàu được trang bị hệ thống máy phụt nước có khả năng thay hướng dòng thoát như vừa nêu, tàu có tính quay trở rất cao mà không cần trang bị hệ thống lái có bánh lái. Nguyên lý hoạt động của máy phụt nước kiêm quay trở tàu được giới thiệu tại hình 2.31 Tại hình 2.33 giới thiệu một mẫu máy phụt nước cùng kích thước phủ bì của nó, trích từ catalô của hãng sản xuất. Tương tự thiết kế chân vịt thông thường, khi thiết kế tàu lắp máy phụt nước, trong nhiều trường hợp đòi hỏi cao về vận tốc, trong khi không gian buồng máy và khoảng không bố trí thiết bị bị hạn chế, cần thiết phải sử dụng hệ thống nhiều đường trục. Máy phụt nước có thể bố trí đơn chiếc và cũng có thể bố trí thành hai hoặc nhiều dẫy. Tại hình 7.34 giới thiệu bố trí buồng máy tàu cánh ngầm lớn của Mỹ, sản xuất 1967. Bơm được dùng trong hệ thống là bơm li tâm, trục đứng. Lượng chiếm nước của tàu 550T, vận tốc tàu xấp xỉ 80 HL/h. Sáu bơm li tâm lớn bố trí như trên hình, chia làm hai tầng, cùng dồn nước vào hai ống thoát chung. Tuabin hơi lai bơm FT4A-2 có công suất liên tục 20.000HP, và có khả năng hoạt động quá tải ở chế độ 30.000HP. Đặc tính của bơm như sau: lưu lượng 4,23 m3/s; cột áp 75,5 m.cn; vòng quay 3340v/ph; đường kính bánh công tác 0,42m; hiệu suất bơm 0,88 ÷ 0,90. Trong phần cuối này sẽ giới thiệu một số mẫu máy phụt nước được sản xuất trong những năm gần đây tại các nước châu Âu làm tài liệu tham khảo trước khi chọn. Hình 2.32: Bố trí buồng máy tàu cánh ngầm, sử dụng máy phụt nước 112 Bảng B Mẫu máy phụt nước Công suất max (HP) Dài (mm) Rộng (mm) Cao (mm) Khối lượng (kg) Castold Jet 03 68 605 550 265 25 Doen DJ60 100 595 205 – 16 Berno 305 Diesel 120 1275 360 300 54,4 Kem 110 150 1050 338 545 45 Ultra 300 Single Stage 160 1410 360 500 75 Namj TJIX-150 167 1775 638 648 227 PP-65 200 724 324 343 25 Ultra 300 Two Stage 300 1041 457 381 70 FF240 310 1715 500 600 100 Hamilton Jet 291 475 Berno 360 High Torque 475 1500 380 440 383 Kem 503 810 1796 999 750 305 Ulstein WJ450 1020 1320 910 – 1300 Castoldi Jet 07 1290 2618 960 880 823 Doen DJ170 1630 1590 675 760 550 MJP 480 1770 2810 – – 765 LIPS Jet 43DLX 2010 Hamilton Jet HM521 2450 KaMeWa 63 4070 MJP 750 5700 4975 1720 1255 2105 MJP 850 7545 5640 1980 1440 3145 KaMeWa 100 12900 MJP 1350 18760 9050 3110 2110 8450 KaMeWa 112 20390 8000 1990 – 7800 KaMeWa 125 25150 8750 2220 – 11400 KaMeWa 160 40790 7500 2850 – 12500 MJP 2050 51660 KaMeWa 200 54400 113 Hình 2.33 Thiết bị waterjet Hình 2.34 Tàu cao tốc sử dụng waterjet “Jetfoil 3” 114 Hình 2.35 115 Chương 4 CÁC ĐƯỜNG TÍNH NỔI. ĐƯỜNG CROSS CURVES 4.1 Tính các đường tính nổi tàu thủy một thân trên máy cá nhân Các đại lượng hình học trình bày trên được chia làm ba nhóm khác nhau: 1- Tính diện tích, mômen tĩnh, mômen quán tính, hệ số đầy đường nước, mômen chúi đơn vị... trong mỗi đường nước. 2- Tính diện tích phần chìm các sườn, mômen tĩnh so với đáy, so với mặt giữa tàu cho mỗi sườn, thực hiện trong mặt sườn. 3- Tính thể tích phần chìm và các đại lượng liên quan đến thể tích. Các phép tích phân được phân vào hai dạng, tích phân giới hạn xác định dọc chiều dài tàu và tích phân giới hạn trên thay đổi tùy thuộc mớn nước tính toán. Chuẩn bị dữ liệu. 1- Chọn số sườn tính toán, số đường nước cần thiết khi tính, 2- Vị trí các sườn tính toán ghi trong hệ tọa độ tương đối, đơn vị tính dL = Lpp/(10 hoặc 20), ví dụ: Thứ tự 1 2 3 ... NS-1 NS Vị trí sườn #0 # ½ #1 #1 ½ #2 # 19 ½ 20 Hình 4.1 3- Vị trí các đường nước theo đơn vị tính dT, ví dụ: Thứ tự 1 2 3 ... NW Vị trí đường nước 0 ½ 1 ... 116 Hình 4.2 4- Tọa độ vòm đuôi so với trụ lái, ghi lại dưới dạng bảng Thứ tự 1 2 3 ... ... NW + 1 Tọa độ vòm đuôi Hình 4.3 5- Chiều dài thật của tất cả đường nước tính toán, 6- Chiều cao của tất cả các sườn tính toán, 7- Tọa độ vỏ tàu, xác định tại tất cả các sườn tính toán, qua tất cả đường nước tính toán. Tọa độ vỏ tàu (giá trị ½ chiều rộng tàu) ghi dưới dạng ma trận như ví dụ sau: Thứ tự đường nước Sườn 0 1/2 1 ... NW Boong #0 # ½ ... # Sườn cuối 117 Hình 4.4 Thứ tự ghi dữ liệu như minh họa trên hình. Chương trình tính thực hiện các phép tính theo thứ tự sau: Tích phân trong mặt đường nước thứ j, j = 1,2,..., NW Diện tích: = ∫W LA ydx2 (a) Tâm đường nước: L L xydx a ydx = ∫∫ (b) Mômen quán tính dọc, qua trục trung hòa: L WLI x ydx a A= −∫ 2 22 (c) Mômen quán tính ngang: t LI y dx= ∫ 323 (d) Mômen chúi tàu 1m: LTRIM IM L γ= (e) Tích phân trong mặt sườn thứ i, i = 1,2,..., NS Diện tích phần chìm: z S z ydz( ) = ∫ 0 2 (f) Mômen tĩnh so với đáy: z BM z yzdz( ) = ∫ 0 2 (g1) Mômen tĩnh so với mặt giữa tàu: z oM z xydz( ) = ∫ 0 2 (g2) Tích phân theo thể tích phần chìm từ 0 đến Z: Thể tích phần chìm: z wV z A z dz( ) ( )= ∫ 0 (h) 118 Chiều cao tâm nổi: z wA z zdz KB z V z ( ) ( ) ( ) = ∫ 0 (i) Hoành độ tâm nổi: z wA z a z dz XB z V z ( ) ( ) ( ) ( ) = ∫ 0 (k) Bán kính tâm nghiêng ngang: tIBM V = (l) Bán kính tâm nghiêng dọc: LL IBM V = (m) Các hệ số đầy: wW A zC LB ( )= (n); oM S zC TB ( )= (p) B VC LBT = (q); BP M CC C = (r); CV = B W C C (s) Sơ đồ tính như sau: Hình 4.5 Biểu đồ mang tên Firsov Tên gọi này chỉ thịnh hành tại đất nước đã sinh ra nhà khoa học tàu thủy này (Nga). Trong sách báo của nước ta tên gọi biểu đồ Firsov được công nhận một cách chính thức, giống như được gọi ở Nga vậy, còn ở các nước khác ít khi sử dụng. Biểu đồ Firsov giúp cho người đọc tìm được thể tích 119 phần chìm hoặc lượng chiếm nước, tọa độ tâm nổi phần chìm cho các trạng thái nghiêng dọc tàu. Nói theo cách dễ hiểu hơn, khi đọc được chiều chìm tàu tại mũi và lái của tàu, người ta sử dụng biểu đồ Firsov để tìm giá trị thực của lượng chiếm nước D, cao độ tâm nổi KB và hoành độ tâm nổi XB của tàu trong trạng thái ấy. Thủ tục lập biểu đồ Firsov theo thứ tự kể sau: - Xác định mớn nước lái T1 và mớn nước mũi mT - Xác lập đường nước qua hai vị trí trên - Sử dụng biểu đồ Bonjean tính thể tích phần chìm và tọa độ tâm nổi theo các công thức: Hình 4.6 Thể tích phần chìm của tàu: = ∫ L V a x dx( ) 0 () Mômen thể tích phần chìm so với đáy: = ∫ L bM m x dx( ) 0 () Mômen thể tích phần chìm so với mặt cắt ngang giữa tàu: L L M xa x dx( ) + ⊗ − = ∫ /2 /2 () Chiều cao tâm nổi, so với mặt đáy: = = ∫ ∫ L b L m x dx MKB V a x dx ( ) ( ) 0 0 () Hoành độ tâm nổi, tính từ mặt cắt ngang giữa tàu: 120 L L L xa x dx MXB V a x dx ( ) ( ) + ⊗ −= = ∫ ∫ /2 /2 0 () Đồ thị tiêu biểu dùng cho tàu vận tải biển được giới thiệu tại hình 4.7 Hình 4.7 Đồ thị Firsov Tính cân bằng dọc tàu Với mỗi trạng thái khai thác cần thiết kiểm tra tính nổi của tàu. Kiểm tra cân bằng dọc tàu tiến hành theo bảng sau. Trong bảng này có sử dụng một số công thức sẽ được giải thích tại phần sau của tài liệu: TT Tên gọi Công thức và ký hiệu Đơn vị tính 1 Thể tích chiếm nước /∇ = Δ γ 3m 2 Chiều chìm trung bình d, T - đọc từ đồ thị, = ( )f ∇ m 3 Hoành độ trọng tâm LCG m 4 Chiều cao trọng tâm KG m 5 Tâm đường nước LCF - đọc từ đồ thị, = f(T) m 6 Hoành độ tâm nổi LCB - đọc từ đồ thị, = f(T) m 7 Chiều cao tâm nổi KB - đọc từ đồ thị, = f(T) m 8 Bán kính tâm nghiêng BM - đọc từ đồ thị = f(T) m 121 TT Tên gọi Công thức và ký hiệu Đơn vị tính 9 Mômen chúi 1 m TRIMM - đọc từ đồ thị, = f(T) Tm/m 10 Mômen chúi tàu Mch = Δ(LCG-LCB) Tm 11 Độ chúi của tàu / TRIMT Mch Mδ = m 12 Góc chúi /T Lψ = δ - 13 Thay đổi chúi mũi δTm=(L/2-LCF)ψ m 14 Thay đổi chúi lái δTL=-(L/2+LCF)ψ m 15 Mớn nước mũi Tm = T + ( ) ( )Tm 2 13δ = + m 16 Mớn nước lái TL=T+δTL=-(=(2)+(14) m 17 Chiều cao tâm nghiêng GM = KM - KG = (7) + (8) - (4) m 18 Mômen nghiêng tàu o1 / ,= Δ1M GM 57 3 Tm 4.2 Thuật toán xác lập họ đường cross curves (pantokaren) Họ đường Lk = f(V,ϕ ) lập cho trường hợp Vi = const, i = 1,2... với góc nghiêng thay đổi từ 0 đến góc bất kỳ, ví dụ đến °90 , mang tên gọi pantokaren. Thuật ngữ chuyên ngành bằng tiếng Anh viết là cross curves. Người đọc cần lưu ý về các ký hiệu không trùng nhau giữa tài liệu các nước. Trong tài liệu này chúng tôi sử dụng các qui ước và ký hiệu dùng chung cho tất cả các nước, ngoại trừ tài liệu viết bằng tiếng Nga. Tay đòn hình dáng Lk được đo từ điểm K (keel) giao điểm của sống chính với mặt cắt ngang giữa tàu, đến hướng tác động lực qua tâm nổi B’ của phần chìm tàu trong thời điểm tính toán, ứng với góc nghiêng cho trước (hình 4.8). Điểm K cố định trong mọi trường hợp tính toán. Theo tài liệu xuất bản tại Nga, người ta thường lấy tâm nổi tại trục đối xứng ký hiệu C, tại thời điểm góc nghiêng bằng 0 làm chuẩn rồi từ đó đo khoảng cách đến đường tác động lực nổi. Hai cách làm trên đây, theo kiểu vừa trình bày và theo cách làm tại Nga, đưa đến cách đo khác nhau về tay đòn Hình 4.8 Thuật toán xác lập tâm nổi phần chìm tàu trong lập trình Để xác định tọa độ tâm nổi B’ cho góc nghiêng bất kỳ, xét trong hệ tọa độ chung toàn tàu, tiến 122 hành cách rời rạc hóa bài toán theo các bước sau: 1- Phân chia toàn bộ chiều dài tàu thành những phân đoạn, có chiều dài phân đoạn ngắn hơn nhiều lần chiều dài tàu. Chiều dài các phân đoạn không nhất thiết bằng nhau. Mỗi phân đoạn rất ngắn kiểu này được coi như một khối trụ dài đúng bằng chiều dài phân đoạn, mặt cắt ngang của lăng trụ đúng như mặt cắt ngang giữa lăng trụ. 2- Trong mỗi phân đoạn tiến hành tính thể tích phần chìm, tâm nổi phần chìm so với đáy, so với mặt ngang chuẩn, cụ thể so với mặt cắt ngang giữa tàu. Thuật toán tính thể tích và mômen tĩnh Tại mỗi mặt sườn tiến hành kẻ nhiều đường nước nghiêng dưới góc Φ so với mặt đáy, cắt sườn tàu. Tại mỗi chiều chìm Z, tính trên trục OZ, kẻ đường nước song song với mặt thoáng nước tĩnh. Xác định các giá trị hỗ trợ a, b, c (hình 4.9) theo công thức: = −Φ Za t tg () = +b y a( )1 2 () c = y – a () với: y - nửa chiều rộng tàu, đo tại mớn nước Z, cho sườn đang xét t - khoảng cách từ giao điểm mặt đường nước nghiêng tại đáy đến mặt cắt dọc giữa tàu. Hình 4.9 Diện tích mặt sườn, phần nằm dưới đường nước nghiêng: = ∫TA x c z dz( ) ( )0 () Mômen tĩnh do với mặt đáy: = ∫ T BM x c z z dz( ) ( ). . 0 () Mômen tĩnh do với mặt cắt ngang giữa tàu: = ∫ T M x c z b z dz( ) ( ). ( ) 0 () 3- Tính thể tích phần chìm tàu và tọa độ tâm nổi của phần chìm tàu, nằm dưới một đường nước 123 nghiêng, khi đã xác định A(x), BM x( ) , M(x). Thể tích phần chìm: = ∫ L V A x dx( ) () Khoảng cách RB và SB theo ký hiệu tại hình 2.19: = ∫∫ L L M x dx RB A x dx ( ) ( ) ; BL L M x dx SB A x dx ( ) ( ) = ∫∫ () Tay đòn hình dáng Lk tính theo công thức: kL KN SB RBsin sin cos= Φ = Φ + Φ () Mọi giá trị c(z) đo trên bản vẽ phải là những giá trị thật, có nghĩa c(z) ≥ 0 . Những trường hợp thường gặp khi đọc c(z) và cách hiệu chỉnh như sau: Nếu c y≥ 2 giá trị thật của c = 2y; b = 0 Nếu c≤ 0 thì: c = 0 và b = 0 Sơ đồ tính toán được giới thiệu tại hình 4.11. Hình 4.10 Hình 4.11 Thứ tự tính các đường thủy tĩnh trên máy cá nhân 1- Tính diện tích, momen tĩnh, momen quán tính, hệ số đầy đường nước, momen chúi đơn vị vv... trong mỗi đường nước theo công thức nêu phần trên. 124 2- Tính diện tích phần chìm các sườn, momen tĩnh so với đáy, so với mặt giữa tàu cho mỗi sườn, thực hiện trong mặt sườn. 3- Tính thể tích phần chìm và các đại lượng liên quan đến thể tích, công thức. 4.3 Tính đặc trưng hình học tàu nhiều thân Công thức tính toán các đặc trưng tính nổi của tàu như đã trình bày phần giành cho tàu một thân. Hình 4.12a Mặt cắt ngang tàu hai thân và ba thân Chuẩn bị dữ liệu tàu nhiều thân tiến hành như sau: Biểu diễn đường nước bất kỳ của mỗi thân tàu dưới dạng đường cong dạng y1 = f(x), đường cong nằm trên và y2 = f(x), đường cong phía dưới (hình 4.12b). Chiều rộng mỗi thân b xác định theo công thức sau. Tại mỗi sườn: = −1 22 ( ) b y y Sử dụng các công thức phần đầu tính cho mỗi đường nước. Công thức tính IT tàu 2 thân có dạng: 32 3 b T a I y dx= ∫ + 202 ba y ydx∫ 0 1 2 1 2 ( )y y y= + Sử dụng các công thức (1.15) ÷ (1.25) cho các phép tính tiếp theo. a. “Đường nước” một thân tàu b. Mặt cắt ngang một thân tàu Hình 4.12b 125 4.4 Xây dựng họ đường cross curves tàu nhiều thân Họ đường cross curves LK = f(V, ϕ) lập cho trường hợp Vi; i = 1,2,... với góc nghiêng ϕ (hoặc còn ký hiệu φ) thay đổi từ 0 đến góc bất kỳ, ví dụ đến 90°. Tay đòn hình dáng LK được đo từ điểm K giao điểm của mặt cắt dọc giữa tàu với đường cơ bản nằm ngang, đến hướng tác động lực qua tâm nổi B’ của phần chìm tàu trong thời điểm tính toán, ứng với góc nghiêng cho trước (hình 4.13). Điểm K cố định trong mọi trường hợp tính toán. Hình 4.13 Tại mỗi mặt sườn tiến hành kẻ nhiều đường nước nghiêng dưới góc Φ so với mặt đáy, cắt sườn tàu. Tại mỗi chiều chìm Z, tính trên trục OZ, kẻ đường nước song song với mặt thoáng nước tĩnh. Xác định các a, b, c theo công thức trình bày tại (), (), () cho tàu một thân. Nhóm công thức này áp dụng cho “tàu ảo” nằm phía trong của tàu hai thân, giúp tính “tay đòn ảo”. Các đại lượng nhận được sau khi tính được ký hiệu a’, b’, c’. Diện tích mặt sườn, phần nằm dưới đường nước nghiêng: A(x) = 0 ( ) T c z dz∫ Momen tĩnh so với mặt đáy: MB(x) = 0 ( ). . T c z z dz∫ Momen tĩnh so với mặt cắt ngang giữa tàu: Mc(x) = 0 ( ). ( ) T c z b z dz∫ Tính thể tích phần chìm tàu và tọa độ tâm nổi của phần chìm tàu, nằm dưới một đường nước nghiêng, khi đã xác định A(x), MB(x), Mc(x). Tay đòn hình dáng LK tính theo công thức: = Φ = Φ + Φsin sin cosKL KN SB RB () DỰNG ĐỒ THỊ ỔN ĐỊNH TRÊN CƠ SỞ PANTOKAREN Đồ thị ổn định được dựng dưới dạng đường GZ = f(ϕ). Momen ổn định dựng dưới dạng momen phục hồi bằng tích số của GZ(ϕ) với lượng chiếm nước Δ = const. ϕsinKGLGZ K −= () 126 Ứng với mỗi trường hợp V = Δ/γ = const, từ đồ thị pantokaren dễ dàng đo được LK, tính theo góc nghiêng, ví dụ 10°, 20°, 30°,... Thay giá trị Lk vừa đo được vào biểu thức cuối cùng sẽ xác lập được dãy giá trị GZϕ, tính cho ϕ = 10°, 20°, 30°,... GZ (m) 100 20 30 0,4 0,2 0,8 0,6 ϕ 5040 60 8070 (o) 0 V (m3) Lk (m) 10 20 30 40 50 60 (o) V=const Lk 20 Lk 40 Lk 20 -K G si nϕ Lk 40 -K G si nϕ V=const; KG=const Hình 2.27 Xây dựng đồ thị ổn định tĩnh Những ví dụ tiếp theo trích từ các bảng tính ổn định tàu một thân theo cách đã chỉ dẫn. 1. Kích thước chính của tàu. Loa 110m B 30,50m D 7,90m d 3,74m 2. Ñoà thò oån ñònh tónh GZ (m), vaø ñoà thò oån ñònh ñoäng Ld (m.rad). TRANSIT 1 DISPLACEMENT = 10441.00 m3 VIRTUAL CG (KG*) = 7.24 m Deg 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Lk 4.49 7.65 8.53 8.59 8.24 7.56 6.61 5.45 4.12 GZ 3.24 5.17 4.91 3.94 2.69 1.29 -0.20 -1.68 -3.12 Ld 0.28 1.05 1.93 2.73 3.30 3.66 3.75 3.59 3.17 Kết quả tính được trình bày dưới dạng bảng và đồ thị. Một vài kết quả tính áp dụng cho mô hình tàu hai thân, mỗi thân có dạng khối hộp dài 1m, rộng 1m, cao 1m, hai mạn trong cách nhau 2m giới thiệu tiếp theo. Kết quả tính trích từ bảng tính theo chương trình “Multi-hull Cross Curves” bằng ngôn ngữ C/C++. Trên cùng bảng tính, góc nước tràn vào tàu hoặc góc mép boong chấm nước được đánh dấu riêng. Tại bảng sau, góc nước tràn ghi tại dòng cuối cùng. 127 WL Z VOL Displ Trim 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 1.00 0.25 0.50 0.52 0.34 2.00 0.50 1.00 1.03 0.34 3.00 0.75 1.50 1.55 0.34 WL KB XB BMT BML 1.00 0.13 -0.00 1.33 0.67 2.00 0.25 -0.00 0.67 0.33 3.00 0.38 -0.00 0.44 0.22 WL CW CM CB CP 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 2.000 1.000 1.000 1.000 1.000 3.000 1.000 1.000 1.000 1.000 C R O S S C U R V E S Phi 10.00 20.00 30.00 volume lever volume lever volume lever (m3) (m) (m3) (m) (m3) (m) 1.77 0.28 1.72 0.40 1.67 0.50 1.65 0.40 1.55 0.58 1.43 0.76 1.52 0.54 1.37 0.81 1.20 1.12 1.33 0.67 1.19 1.13 1.05 1.42 1.09 0.80 1.05 1.44 1.00 1.55 0.85 1.01 0.92 1.59 1.00 1.55 0.61 1.37 0.76 1.58 0.92 1.56 0.44 1.55 0.58 1.56 0.74 1.55 0.32 1.55 0.41 1.55 0.51 1.52 0.20 1.57 0.17 2.00 0.23 1.69 vao nuoc 1.36 0.66 0.88 1.59 0.82 1.56 Phi 40.00 50.00 60.00 volume lever volume lever volume lever (m3) (m) (m3) (m) (m3) (m) 1.60 0.60 1.51 0.70 1.43 0.74 1.30 0.94 1.20 1.02 1.13 1.00 1.10 1.27 1.03 1.28 1.00 1.18 1.00 1.46 1.00 1.35 1.00 1.18 1.00 1.47 1.00 1.35 1.00 1.18 1.00 1.47 1.00 1.35 1.00 1.18 0.98 1.47 1.00 1.35 1.00 1.18 0.86 1.47 0.93 1.34 0.98 1.18 0.63 1.46 0.73 1.35 0.80 1.18 0.30 1.52 0.38 1.38 0.48 1.22 vao nuoc 0.73 1.47 0.60 1.37 0.48 1.22 Để tiện so sánh với tay đòn hình dáng tàu một thân cùng kích cỡ, dưới đây trình bày tiếp bảng tính cross curves khối hộp dài 1m, rộng 2 m cao 1m. Ví dụ đang đề cập tương đương mô hình tàu “hai thân” song khoảng cách giữa hai thân bằng 0. Phi 10.00 20.00 30.00 volume lever volume lever volume lever (m3) (m) (m3) (m) (m3) (m) 1.819 0.130 1.856 0.212 1.858 0.287 128 1.651 0.143 1.725 0.240 1.731 0.317 1.460 0.144 1.552 0.270 1.560 0.357 1.263 0.147 1.337 0.295 1.351 0.407 1.072 0.157 1.092 0.316 1.098 0.476 0.878 0.171 0.845 0.360 0.832 0.540 0.685 0.202 0.603 0.446 0.591 0.591 0.492 0.260 0.399 0.538 0.391 0.642 0.299 0.400 0.237 0.631 0.232 0.694 0.148 0.577 0.117 0.723 0.114 0.745 vao nuoc 1.681 0.143 1.344 0.294 0.966 0.511 Phi 40.00 50.00 60.00 volume lever volume lever volume lever (m3) (m) (m3) (m) (m3) (m) 1.850 0.354 1.831 0.411 1.798 0.459 1.713 0.385 1.678 0.445 1.621 0.498 1.533 0.432 1.481 0.501 1.437 0.540 1.313 0.502 1.278 0.558 1.252 0.581 1.084 0.571 1.075 0.613 1.068 0.620 0.856 0.632 0.872 0.663 0.884 0.657 0.628 0.673 0.669 0.703 0.699 0.689 0.416 0.691 0.466 0.721 0.515 0.710 0.247 0.708 0.277 0.704 0.331 0.703 0.122 0.726 0.137 0.686 0.164 0.645 vao nuoc 0.696 0.664 0.520 0.719 0.389 0.711