POLITECHNIKA GDAŃSKA

WYDZIAŁ OCEANOTECHNIKI I OKRĘTOWNICTWA

KATEDRA TEORII I PROJEKTOWANIA OKRĘTÓW

ZAKŁAD PROJEKTOWANIA OKRĘTÓW I OBIEKTÓW OCEANOTECHNICZNYCH

PRZEDMIOT:

PROJEKTOWANIE OKRĘTÓW I JACHTÓW

SEMESTR V

Studia Inżynierskie Pierwszego Stopnia

SPRAWOZDANIE Z SEMESTRALNYCH ĆWICZEŃ PROJEKTOWYCH

Zakres:

PROJEKTOWANIE PARAMETRYCZNE

PROJEKTOWANIA WSTĘPNEGO OKRĘTÓW

Temat ćwiczeń projektowych - armatorskie założenia projektowe:

Typ funkcjonalny statku: drobnicowiec uniwersalny;

Wymagane parametry statku:

Nośność statku = 10 100[t];

Pojemność ładowni (bele) = 19 200[m³];

Prędkość kontraktowa = 17,0[w];

Zasięg pływania = 9000[Mm];

Sprawozdanie wykonał(a): Patrycja Szwaba

Data przyjęcia sprawozdania:..…………………………..

Ocena z testu kompetencyjnego:.......................................

Ocena zaliczenia przedmiotu:............................................

Prowadzący przedmiot:

Gdańsk, rok akademicki 2013/2014

KONSPEKT SEMESTRALNYCH ĆWICZEŃ PROJEKTOWYCH.

1. Temat ćwiczeń projektowych – założenia armatorskie, założenia uzupełniające

2. Dobór statku wzorcowego

• Zestawienie parametrów statku wzorcowego, weryfikacja zgodności.

1. Wstępne wyznaczanie głównych parametrów statku

• Obliczenia wyporności (metoda Normanda).

• Obliczenia długości.

• Obliczenia szerokości.

• Obliczenia współczynników pełnotliwości kadłuba.

• Obliczenia zanurzenia konstrukcyjnego.

• Obliczenia wysokości bocznej.

• Obliczenia zapotrzebowanej mocy napędu.

• Zestawienie mas składowych statku.

• Zestawienie głównych parametrów projektowych.

1. Wstępne wyznaczenie mas i objętości zapasów

• Założenia do oszacowania wielkości zapasów – rezerwa 15%.

• Zapasy paliwa ciężkiego.

• Zapasy paliwa lekkiego.

• Zapasy oleju smarnego.

• Zapasy wody słodkiej użytkowej.

• Zapasy wody spożywczej.

• Masa załogi i pasażerów.

• Zestawienie mas i objętości zapasów.

1. Wstępny podział przestrzenny kadłuba

• Dobór odstępu wręgowego.

• Sprawdzenie objętości dna podwójnego.

• Długość przedziału maszynowni.

• Liczba i rozmieszczenie ładowni.

• Lokalizacja grodzi poprzecznych.

• Rozmieszczenie pokładów.

• Położenie i wielkość luków.

• Urządzenia przeładunkowe.

• Szkic sylwety bocznej z podziałem przestrzennym kadłuba (format A4).

Parametryczne obliczenia sprawdzające

1. Sprawdzenie stateczności początkowej statku

• Stany załadowania statku (balastowy i kontraktowy).

• Wysokości środków ciężkości.

• Wysokości metacentryczne.

• Okresy kołysań.

• Wykres krytycznych wysokości środków ciężkości.

1. Weryfikacja parametrów układu napędowego

• Przybliżone wyznaczanie oporu statku – (stan balastowy i kontraktowy).

• Dobór parametrów pędnika i silnika.

• Sprawdzenie kryterium kawitacyjnego.

• Krzywa zapotrzebowanej mocy - dobór silnika katalogowego.

• Prognoza prędkości statku (stan balastowy i kontraktowy).

1. Temat ćwiczeń projektowych - założenia

armatorskie, założenia uzupełniające

1.1. Zbiór głównych założeń projektowych.

Nazwa parametru	Oznaczenia i jednostka	Wielkość parametru
Typ funkcjonalny statku	-	Drobnicowiec uniwersalny
Nośność	PN [t]	10 100
Objętość ładowni na bele	VŁB [m^3]	19 200
Prędkość kontraktowa	[w]	17,0
Zasięg pływania	Zp [Mm]	9000

1.2 Analiza warunków eksploatacji

Z portu Gdynia do portu Singapur w Singapurze dostaniemy się w kolejności przepływając przez Morze Bałtyckie, Cieśninę Kattegat, Cieśninę Skagerrak, Morze Północne, Cieśninę Kaletańską, Cieśninę La Manche, Ocean Atlantycki, Cieśninę Gibraltarską, morze Śródziemnomorskie, Morze Jońskie, Kanał Sueski, Morze Czerwone, Cieśnina Bab al-Mandeb, Morze Arabskie, Ocean Indyjski, Cieśnina Malakka.

Port Gdynia charakteryzuje się bardzo korzystnymi warunkami nawigacyjnymi. Reda osłonięta przez Półwysep Helski, który stanowi przez cały rok naturalną osłonę dla zakotwiczonych statków, zewnętrzny falochron o 2,5 km długości oraz wejście do portu o szerokości 150 m i głębokości 14 m sprawiają, iż port jest łatwo dostępny od strony morza. Port Gdynia jest portem niezamarzającym, portem w którym nie występują pływy. Poziom wody może wzrosnąć o 60 cm podczas silnych wiatrów zachodnich lub opaść o około 60 cm podczas silnych wiatrów wschodnich. Długość nabrzeży w Porcie Gdynia wynosi 17.700 metrów, z których ponad 11.000 przeznaczonych jest do operacji przeładunkowych. Całkowita powierzchnia portu wynosi 755,4 hektara, w tym 508 ha powierzchni lądowej. Pilotaż obowiązkowy dla statków przekraczających 60 metrów długości. Holowanie obowiązkowe dla statków przekraczających 90 m długości oraz dla statków z ładunkami niebezpiecznymi przekraczających 70 m długości. Obsługa ładunków skonteneryzowanych  w Porcie Gdynia jest domeną dwóch nowoczesnych  terminali kontenerowych zlokalizowanych w Porcie Zachodnim :  BCT – Bałtyckiego Terminalu Kontenerowego Sp. z o.o. oraz  Gdyńskiego Terminalu Kontenerowego S.A. ( GCT  S.A.). Gdyński port to także, wyposażone w nowoczesne urządzenia przeładunkowe terminale towarów masowych : Bałtycki Terminal Zbożowy Sp. z o.o., MTMG - Morski Terminal Masowy Gdynia Sp. z o.o., Bałtycka Baza Masowa Sp. z o.o., Westway Terminal Poland Sp. z o.o. oraz Petrolinvest. W obsłudze ładunków drobnicowych specjalizuje się BTDG -  Bałtycki Terminal Drobnicowy Gdynia Sp. z o.o., stanowiący połączenie dwóch terminali: ro-ro (zajmującego teren wokół Basenu V) oraz terminalu drobnicy konwencjonalnej.

Port Singapur jest najbardziej ruchliwym portem na świecie pod względem tonażu żeglugi. Wyposażenie kontenerów PSA Singapuru, są następujące:

• Koje kontenerów: 44

• Długość nabrzeża: 12,800 m

• Powierzchnia: 436 ha

• Maksymalna głębokość: 16 m

• Żurawie Quay: 143

• Zaprojektowanej Pojemności: 24.700 kTEU

PSA Singapur posiada 13 miejsc do cumowania, które są częścią PASIR Panjang Terminal Kontenerowy w fazie drugiej, które mają zostać ukończone w 2009 roku. Faza trzy i cztery doda kolejne 16 miejsc do cumowania i ma się zakończyła w 2013 roku. PSA Singapur posiada także 40-letni kontrakt na prowadzenie wolnego od podatku Gwadar port na południowo-zachodnim wybrzeżu Pakistanie. Gwadar rozpoczęła działalność w marcu 2008 roku z 3 koi wielofunkcyjnych, nabrzeża 602 metrów i głębokości 12,5 metrów. Kolejne 9 koje są w budowie, o głębokości 20 metrów.

2. Dobór statku wzorcowego

2.1 Weryfikacja zgodności

Statkiem wzorcowym może być statek już zbudowany, spełniający warunki:

• Istotne parametry techniczne są znane, dostępne i wiarygodne;

• Jest tego samego typu co statek projektowany (typ funkcjonalny, architektura, rodzaj napędu, liczba pędników);

• Który w przypadku typu funkcjonalnego drobnicowca uniwersalnego, minimalizuje wartość metryki określonej parametrami nośności P_N i prędkości v:

ǁ$\overset{\overline{}}{\mathbf{p}}$-$\overset{\overline{}}{\mathbf{p}}$⁰ǁ = min$\left( \frac{\left| \mathbf{P}_{\mathbf{N}}\mathbf{-}\mathbf{\ }\mathbf{P}_{\mathbf{N}}^{\mathbf{0}} \right|}{\mathbf{P}_{\mathbf{N}}}\mathbf{\ + \ }\frac{\left| \mathbf{v}\mathbf{-}\mathbf{v}_{\mathbf{0}} \right|}{\mathbf{v}} \right)$

Wyznaczonej na zbiorze statków wzorcowych zawartych w bazie danych:

Parametr	Symbol	Jednostka	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
nośność	PN	t	1673	3199	4633	5394	6194	7351	8519	9655	10530	12450
Prędkość kątowa	v	kn	14.00	14.60	15.10	15.50	16.00	15.60	17.00	15.00	16.50	16.80

Obliczenia:

9) ǁ$\overset{\overline{}}{p}$-$\overset{\overline{}}{p}$⁰ǁ = min$\left( \frac{\left| 10100 - \ 10530 \right|}{10100}\ + \ \frac{\left| 17,00 - 16,50 \right|}{17,00} \right)\ $= 0,1308

Na podstawie obliczonych danych( ǁ$\overset{\overline{}}{p}$-$\overset{\overline{}}{p}$⁰ǁ) jako wzorcowy wybrany został statek nr 9.

2.2 Zestawienie parametrów statku wzorcowego

Nazwa parametru	Symbol	Wartość	Jednostka miary
Nośność	PN^0	10 530	[t]
Objętość ładowni dla beli	VLB^0	18 070	[m^3]
Prędkość	v^o	16,50	[kn]
Długość między pionami	Lpp^0	141,60	[m]
Szerokość maksymalna	B^0	19,40	[m]
Zanurzenie konstrukcyjne	T^0	8,33	[m]
Wysokość boczna	H^0	12,55	[m]
Współczynnik pełnotliwości kadłuba	CB^0	0,681	[-]
Moc silnika głównego	Ne^0	5 741	[kW]
Masa kadłuba	MK^0	2 814	[t]
Masa nadbudówki	MN^0	350	[t]
Masa wyposażenia	MW^0	1 347	[t]
Masa siłowni (maszynowni)	MM^0	930	[t]
Objętość siłowni (maszynowni)	VM^0	3 795	[m^3]
Objętość skrajników	VS^0	512	[m^3]
Objętość dna podwójnego	VDP^0	2719	[m^3]
Całkowita objętość podpokładowa	VC^0	27600	[m^3]

3. Wstępne wyznaczanie głównych parametrów statku

3.1 Wyporność (metoda Normanda)

m_p = m_KN + m_W + m_M + m_R = 5633,40 t

m_KN = c_KN ∙ D = 3133,68 t

m_W = c_W ∙ $D^{\frac{2}{3}}$ = 1338,39 t

m_M = c_M ∙ N_e = 924,06 t

m_R = C_R ∙ D = 237,27 t

Moc silnika głównego wzór Admiralicji:

N_e = $\frac{\mathbf{D}^{\frac{\mathbf{2}}{\mathbf{3\ }}}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{\ }\mathbf{v}^{\mathbf{3}}}{\mathbf{C}_{\mathbf{A}}}$ = 6238 kW

c_A = $\frac{D^{\frac{2}{3}}\ \bullet \ v^{3}}{N_{e}}$ |₀ = 496,2 [-]

Współczynnik Normanda:

N =$\mathbf{\ }\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{1\ }\mathbf{-}\mathbf{\ }\frac{\mathbf{m}_{\mathbf{\text{KN}}}}{\mathbf{D}}\mathbf{-}\frac{\mathbf{2}}{\mathbf{3}}\frac{\mathbf{m}_{\mathbf{w}}}{\mathbf{D}}\mathbf{-}\mathbf{\ }\frac{\mathbf{2}}{\mathbf{3}}\frac{\mathbf{m}_{\mathbf{M}}}{\mathbf{D}}\mathbf{-}\mathbf{\ }\mathbf{c}_{\mathbf{R}}\mathbf{\ }}$ |_o

N= 1,4454

ΔD = N ∙ [3 ∙ $\frac{m_{\text{KN}}}{v}$|₀ ∙ (v - v⁰) + P_N - P_N⁰ + c_R ∙ D⁰] = -153,05 t

$\frac{m_{\text{KN}}^{0}}{D^{0}}$ =$\ \frac{3164\ t}{15971\ t}$ = 0,1981

$\frac{m_{W}^{0}}{D^{0}}$ = $\frac{1347\ t}{15971\ t}$ = 0,0843

$\frac{m_{M}^{0}}{D^{0}}$ = $\frac{930\ t}{15971\ t}$ = 0,0582

m_KN ⁰= m_K⁰ + m_N⁰ = 3164 t

D⁰ = m_k⁰ + m_n⁰ + m_w⁰ + m_m⁰ + P_N ⁰= 15971 t

c_R = 0,015

Δv = v - v^o = 0,50 kn

ΔP_N = P_N - P_N⁰ = -430t

3.2 Długość statku

a) wyznaczanie długości statku wg Posdunina:

L_pp = c ∙ $\left( \frac{\mathbf{v}}{\mathbf{v}\mathbf{+ 2}} \right)^{\mathbf{2}}$ ∙ $\mathbf{D}^{\frac{\mathbf{2}}{\mathbf{3}}}$ = 142,05 m

c=c⁰= $\frac{L_{\text{pp}}}{\left( \frac{v}{v + 2} \right) \bullet D^{\frac{2}{3}}}$ |₀ = 7,069 [-]

b) wyznaczenie długości statku wg Nogida:

L_pp = C ∙ $\mathbf{v}^{\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{3}}}$ ∙ $\mathbf{D}^{\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{3}}}$ = 142,56 m

C = C⁰ = $\left. \ \frac{L_{\text{pp}}}{v^{\frac{1}{3}}\ \bullet \ D^{\frac{1}{3}}} \right|_{0}$= 2,209 [-]

Długość statku projektowego przyjęta do dalszych obliczeń stanowi średnią arytmetyczną wartości otrzymanych na podstawie metody Pasdunina I metody Nogida.

L_pp = $\frac{L_{\text{pp}}^{\text{Pos}} + \ L_{\text{pp}}^{\text{Nog}}}{2}$ = 142,30m = 466,57 ft

Oczekiwana wartość w stosunku do statku wzorcowego jest większa. Różnica ta wynika z rozbieżności nośności statku wzorcowego i projektowanego, różnicy prędkości oraz każda z tych metod opiera się na innych założeniach. Tak więc trudno skorygować , która z nich jest lepsza, dlatego obliczamy dwiema metodami oraz liczymy średnią. Ten wariant jest najlepszy.

3.3 Szerokość statku

a) wg wzoru Bujnickiego:

B= c ∙ L^0.75 = 19,47 m

c = c⁰=$\frac{B}{L^{0,75}}$|₀ = 0,473 [-]

b) wg wzoru Hansena:

B= 0,11 ∙ L_pp + 4,8 = 20,45 m

Szerokość statku projektowego stanowi średnią arytmetyczną wartości otrzymanych na podstawie metody Bujnickiego i metody Hansena.

B= $\frac{B^{\text{Baj}} + \ B^{\text{Han}}}{2}$ = 19,96 m

Ostateczny wynik statku jest większy od wzorca. Szerokość statku uzależniona jest od długości między pionami. Wyniki obu metod są podobne, więc dla ujednolicenia uśredniam wyniki. Rozbieżność w wynikach może wynikać z różnych sposobów obliczania szerokości statku projektowanego.

3.4. Współczynnik pełnotliwości kadłuba

Wartość współczynnika wyznaczono ze wzoru empirycznych:

a) wg Aleksandra

C_B = c - $\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{2}}$ ∙ $\frac{\mathbf{v}}{\sqrt{\mathbf{L}}}$ = 0,0670 [-]

c = c⁰ = (C_B + $\frac{1}{2}$ ∙ $\frac{v}{\sqrt{L}}$ ) |₀ = 1,064 [-]

b) wg Nogida

C_B= c - 0,71∙ $\frac{\mathbf{v}}{\sqrt{\mathbf{L}}}$ = 0,682 [-]

c = c⁰ = (C_B + 0, 71 ∙ $\frac{v}{\sqrt{L}}$ ) |₀ = 1,225 [-]

c) wg Ayre’go

C_B= c - 0,42∙ $\frac{\mathbf{v}}{\sqrt{\mathbf{L}}}$ = 0,672 [-]

c = c⁰ = (C_B + 0, 42 ∙ $\frac{v}{\sqrt{L}}$ ) |₀ = 1,003 [-]

Wartości współczynnika pełnotliwości statku projektowego przyjętą do dalszych obliczeń jest średnia arytmetyczna wartości otrzymanych na podstawie metod Aleksandra, Nogida i Ayre’go.

C_B = $\frac{C_{B}^{\text{Aleks}} + \ C_{B}^{\text{Nogida}} + \ C_{B}^{\text{Ayre}'\text{go}}}{3} =$ 0,6749 [-]

3.5. Współczynnik pełnotliwości owręża

C_M = β = 1,024 - 0,06 ∙ $\frac{\mathbf{v}}{\sqrt{\mathbf{L}}}$ = 0,977 [-]

3.6. Współczynnik pełnotliwości wodnicy

α = C_W = 0,62 + 1,12 ∙ (δ-0,3)² = 0,777 [-]

3.7. Współczynnik pełnotliwości wzdłużnej

C_P = $\frac{\mathbf{C}_{\mathbf{B}}}{\mathbf{C}_{\mathbf{M}}}$ = 0,691 [-]

3.8. Odcięta środka wyporu

LCB = x_V= (0,175 ∙ δ – 0,125) ∙ L_pp = -3,213 m

3.9. Zanurzenie konstrukcyjne.

T= $\frac{\mathbf{D}}{\mathbf{\rho}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{L}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{\ }\mathbf{C}_{\mathbf{B}}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{B}}$ = 8,05 m

3.10. Wysokość boczna

a) oszacowanie wysokości bocznej

Zakłada się, że stosunek $\frac{H}{T}$ statku projektowego jest taki sam, jak statku wzorcowego

H = h ∙T = 12,13 m

h= h⁰ = $\frac{H^{0}}{T^{0}}$ = 1,51 [-]

b) wyznaczenie wysokości bocznej na podstawie bilansu pojemności

Równanie bilansu objętości podpokładowej

1,03∙1,08∙V_ŁB=V_C-V_M-V_DP-V_S-V_REZ

Objętość siłowni

V_M = a_M∙V_C^0,5∙Ne = 4251,86 m³

a_M = a_M⁰ = $\frac{V_{M}}{{(V_{C})}^{0,5} \bullet \text{Ne}}$ |₀ = 0,004 [-]

Objętość dna podwójnego

V_DP=a_DP⁰ ∙ V_C = 2890,22 m³

a_DP⁰ = $\frac{V_{\text{DP}}^{}}{V_{C}}$|₀ = 0,099 [-]

Objętość skrajników

V_S = a_s⁰ ∙ V_C = 544,24 m³

a_s⁰ = $\frac{V_{S}^{}}{V_{C}}$|₀ = 0,019 [-]

Objętość rezerwowa

V_REZ=0,01 ∙ V_C = 293,38 m³

α = $\frac{\mathbf{1}\mathbf{-}\mathbf{a}_{\mathbf{\text{DP}}}\mathbf{-}\mathbf{a}_{\mathbf{s}}\mathbf{-}\mathbf{0}\mathbf{,}\mathbf{01}}{\mathbf{a}_{\mathbf{m}}\mathbf{}\mathbf{\text{Ne}}}$ =0,035 [-]

β = $\frac{\mathbf{1}\mathbf{,}\mathbf{03}\mathbf{}\mathbf{1}\mathbf{,}\mathbf{08}\mathbf{}\mathbf{V}_{\mathbf{L}\mathbf{B}}}{\mathbf{a}_{\mathbf{m}}\mathbf{}\mathbf{\text{Ne}}}$ = 860,40 [-]

Bilans pojemności podpokłądowej

V_C^0,5 = V_C ∙ α - β

V_C = 29338 m³

Wyznaczenie wysokości bocznej

V_C = L ∙ B ∙ H∙ (0,1ln$\frac{\mathbf{H}}{\mathbf{T}}$+δ(T)+0,028+$\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{12}\mathbf{\bullet}\mathbf{H}}$)

H = 13,57 m

ZESTAWIENIE GŁÓWNYCH PARAMETRÓW STATKU
Wyporność
Długość między pionami
Szerokość
Zanurzenie konstrukcyjne
Wysokość boczna
Współczynnik pełnotliwośći kadłuba
Moc silnika

4. Wstępne wyznaczenie mas i objętości zapasów

4.1 Założenia wstępne - rezerwa i czas rejsu

czas rejsu

t =$\mathbf{\ }\frac{\mathbf{1,15}\mathbf{}\mathbf{z}}{\mathbf{v}}$ = 609 h

ilość dób

i =$\mathbf{\ }\frac{\mathbf{t}}{\mathbf{24}}$ = 26 [-]

liczba osób

z = 14

4.2 Zapasy paliwa ciężkiego

Masa zapasów

M_PC = N_e ∙ t ∙ g_e ∙10^-6 = 645,71 t

g_e = 170$\ \frac{\text{kg}}{\text{kWh}}$

Objętość zbiorników na paliwa ciężkie

V_pc = $\frac{\mathbf{M}_{\mathbf{\text{pc}}}}{\mathbf{\rho}_{\mathbf{\text{pc}}}}$ = 717,45 m³

ƍ_pc= 0,9 $\left\lbrack \frac{t}{m^{3}} \right\rbrack$

4. 2 Zapasy paliwa lekkiego

Przyjęto wartość startową w praktyce projektowej jako 10% zapasów paliwa lekkiego i oleju.

Masa zapasów

M_pl= 0.1 ∙ M_pc = 64,57 t

Objętość zbiorników na paliwa lekkie

V_pl= $\frac{\mathbf{M}_{\mathbf{\text{pl}}}}{\mathbf{\rho}_{\mathbf{\text{pl}}}}$ = 71,75 m³

ƍ_pl= 0,9 $\left\lbrack \frac{t}{m^{3}} \right\rbrack$

4.3 Zapasy oleju smarnego

Masa zapasów:

M_OS = N_e ∙ t ∙ g_OS ∙10^-6 = 30,39 t

g_OS = g_e = 8$\ \frac{\text{kg}}{\text{kWh}}$

Objętość zbiorników na olej smarny

V_os= $\frac{\mathbf{M}_{\mathbf{\text{os}}}}{\mathbf{\rho}_{\mathbf{\text{os}}}}$ = 33,76 m³

ƍ_os= 0,9 $\left\lbrack \frac{t}{m^{3}} \right\rbrack$

4.4 Zapasy wody spożywczej

Masa zapasów:

M_ws = t ∙ g_ws ∙ z ∙ 10^-3 = 3,64 t

g_ws =10 $\frac{\text{kg}}{\text{osoba}\ \bullet \text{\ doba}}$

Objętość zbiorników na wodę spożywczą

V_ws= $\frac{\mathbf{M}_{\mathbf{\text{ws}}}}{\mathbf{\rho}_{\mathbf{\text{ws}}}}$ = 3,64 m³

ρ_ws = 1 $\frac{t}{m^{3}}$

4.5 Zapasy wody używanej

Masa zapasów:

M_wu = t ∙ g_ws ∙ z ∙ 10^-3 = 18,2 t

g_ws =50 $\frac{\text{kg}}{\text{osoba}\ \bullet \text{\ doba}}$

Objętość zbiorników na wodę spożywczą

V_wu= $\frac{\mathbf{M}_{\mathbf{\text{wu}}}}{\mathbf{\rho}_{\mathbf{\text{wu}}}}$ = 18,2 m³

ρ_wu = ρ_ws = 1 $\frac{t}{m^{3}}$

4.6 Zapasy żywności

Masa zapasów:

M_pr = t ∙ g_pr ∙ z ∙ 10^-3 = 1,82 t

g_pr = 5 $\frac{\text{kg}}{\text{osoba}\ \bullet \text{\ doba}}$

4.7 Masa załogi i pasażerów

M_zb = z ∙ m_zb = 2100 kg

m_zb = 150 kg

4.8 Suma zapasów

Masa zapasów:

M_z= M_po + M_pl + M_os + M_ws + M_wu + M_pr + M_zp = 766,42 t

Objętość zapasów:

V_z= V_po + V_pl + V_os + V_ws + V_wu = 844,80 m³

WSTĘPNE OSZACOWANIE SKŁADOWYCH MAS NOŚNOŚCI
Kategoria masy
Nośność
Zapasy paliwa ciężkiego
Zapasy paliwa lekkiego
Zapasy oleju smarowego
Zapasy wody spożywczej
Zapasy wody słodkiej użytkowej
Zapasy prowiantu
Masa załogi i pasażerów
Masa zapasów
Ładowność

WSTĘPNE OSZACOWANIE OBJĘTOŚĆI ZBIORNIKÓW
Kategoria zbiornika
Zbiorniki paliwa ciężkiego
Zbiorniki paliwa lekkiego
Zbiorniki oleju smarnego
Zbiorniki wody słodkiej spożywczej
Zbiorniki wody słodkiej użytkowej
Razem zbiorniki

5. WSTĘPNY PODZIAŁ PRZESTRZENNY KADŁUBA

5.1. Dobór odstępu wręgowego.

Wielkość odstępu wręgowego ( odległość pomiędzy usztywnieniami poprzecznymi kadłuba w postaci wręgów ) jest określona wymaganiami przepisów klasyfikacyjnych. Dla celów projektów przyjmujemy stały odstęp wręgowy na całej długości statku ( za wyjątkiem skrajnika dziobowego). Według PRS wielkość odstępu wręgowego można wyznaczyć z relacji:

a=0,002•L_pp+0,48  = 0, 765 m

a = 0,765 m

L_pp- długość statku pomiędzy pionami [m]

Obliczona wartość zostaje zaokrąglona z dokładnością 10 mm ze względu na wymagania technologiczne.

Według PRS maksymalny odstęp wręgowy w skrajniku dziobowym wynosi 600 mm.

5.2. Wysokość dna podwójnego.

Według PRS minimalna wysokość dna podwójnego wynosi:

h_dp=250 + 20 • B + 50 • T = 1052 mm = 1060 mm

B - szerokość statku [m]

T – zanurzenie statku [m]

Obliczona wartość zostaje zaokrąglona z dokładnością 10 mm ze względu na wymagania technologiczne.

W obrębie siłowni wysokość dna podwójnego powinna być zwiększona w celu wzmocnienia i posadowienia konstrukcji fundamentów silnika, jak również zapewnienia wymaganej objętości zbiorników w dnie podwójnym w obrębie siłowni.

Wysokość dna podwójnego w obrębie siłowni :

h_dps=1, 5•h_dp = 1590 mm

Natomiast objętość dna podwójnego o wysokości h_dpwyznacza się ze wzoru Schneeklutha:

$$\mathbf{V}_{\mathbf{\text{dp}}}\mathbf{= L \bullet B \bullet}\mathbf{h}_{\mathbf{\text{dp}}}\mathbf{\bullet}\left\lbrack \mathbf{C}_{\mathbf{B}}\mathbf{- 0,4 \bullet}\left( \frac{\mathbf{T -}\mathbf{h}_{\mathbf{\text{dp}}}}{\mathbf{T}} \right)^{\mathbf{2}}\mathbf{\bullet}\sqrt{\mathbf{1 -}\mathbf{C}_{\mathbf{B}}} \right\rbrack\mathbf{= \ }\mathbf{1501,50\ m}^{\mathbf{3}}$$

Należy sprawdzić czy zapotrzebowana objętość na zapasy mieści się w objętości dna podwójnego.

V_z<V_dp

Porównanie uzyskanej objętości pozwala sprawdzić , czy zachodzi potrzeba zwiększenia wysokości dna podwójnego.

5.3. Długość przedziału maszynowni .

Długość przedziału siłowni należy określić z zależności :

L_ps=c•N_e^0, 5 = 18,97 m

Stałą c określa się na podstawie statku podobnego :

$\mathbf{c = \ }\left. \ \frac{\mathbf{l}_{\mathbf{\text{ps}}}}{\mathbf{N}_{\mathbf{e}}^{\mathbf{0,5}}} \right|$_podobny = 0,240 [-]

5.4. Lokalizacja grodzi poprzecznych.

Przepisy PRS ustalają liczbę grodzi w zależności od długości statku i położenia siłowni.

Minimalną liczba grodzi według wymogów określa tabela 9.2.1.2. PRSu.

Dla statku o długości pomiędzy pionami : 125   ≤ L_pp ≤ 145  minimalna liczba grodzi, przy położeniu siłowni na rufie to 6.

n_G=6

Odległość pomiędzy sąsiednimi grodziami (długość ładowni) nie powinna przekraczać 30m.

Przepisy klasyfikacyjne wymagają:

1) Grodzi kolizyjnej

Położenie grodzi skrajnika dziobowego wyznaczono na podstawie przepisów, które określają minimalną odległość grodzi zderzeniowej (grodzi skrajnika dziobowego) od pionu dziobowego. Według przepisów PRS odległość ta wynosi :

0, 05•L_pp≤ L_sd≤0, 08•L_pp

L_sd = 10,71 m

Położenie grodzi dopasowujemy do podziału wręgowego.

2) Grodzi skrajnika rufowego

Położenie tej grodzi wynosi min 6% L_pp od pionu rufowego, przy konieczności dopasowania jej pozycji do podziału wręgowego.

L_sr= 0, 06•L_pp = 8,54 m

5.4. Liczba i rozmieszczenie ładowni .

Wyznaczanie długości ładowni opiera się na założeniu minimalnej liczby grodzi poprzecznych i zbliżonej pojemności wszystkich ładowni. Ładownie dzielimy wstępnie zgodnie z proporcjami pola: 5 ; 5 ; 5 ; 6 ;

gdzie ładownia dziobowa jest dłuższa od pozostałych. Obliczone długości ładowni krótszych zaokrąglamy z dokładnością do długości odstępu wręgowego i rezerwujemy na nie miejsce zaczynając od rufy – długość ładowni dziobowej jest wynikowa.

Długość części ładunkowej :

L_LAD= L_PP− L_PS−L_sd− L_sr=104, 08 [m]

Rozpiętość części ładunkowej w odstępach wręgowych:

$$\mathbf{R}_{\mathbf{LAD}}\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{L}_{\mathbf{LAD}}}{\mathbf{a}}\mathbf{= 136\ \lbrack wregi\rbrack}$$

Liczba ładowni :

n_LAD= n_G−2 =   4

Długość każdej ładowni wynosi:

L_LAD1 =  2, 45 m

L_LAD2 = 2, 45 m

L_LAD3 = 2, 45 m

L_LAD4 =  2, 90 m

5.6. Rozmieszczenie pokładów.

Pokładem głównym jest pokład górny ( najwyższy , rozciągający się na całej długości statku). Określony jest wysokością boczną H , wzniosem i wypukłością pokładu , nadbudową ).

Wysokość ładowni jest równa różnicy wysokości kadłuba i dna podwójnego:

h_L=H −  h_dp=12, 51 m

Wysokość międzypokładzia zależy od wysokości przewożonych na nim ładunków lub urządzeń przeładunkowych – typowa wysokość waha się pomiędzy 9 a 12 stóp [ft] (2,5 – 3,0 m).

Dla projektu przyjęto wartość:

h_MP= 3 m

Wysokość międzypokładzia dolnego jest największa ( nad dnem podwójnym).

Liczba międzypokładów:

n_MP= 4

5.7. Położenie wielkości luków.

Wymiary luków przyjęto :

SZEROKOŚĆ :

b_l= (0, 7 − 0, 75)•B_x

b_l = 13,97 m

B_x – szerokość pokładu w rejonie luku

DŁUGOŚĆ :

Długość luków jest mniejsza od długości ładowni o wielokrotność odstępu wręgowego (zrębnice poprzeczne muszą podobnie jak wręgi i grodzie znajdować się na pozycjach wyznaczonych przez wręgi budowlane). Przyjmuje się, że pomiędzy zrębnicą a grodzią powinno znajdować się odległość co najmniej dwóch odstępów wręgowych.( możliwie największa):

L_l1 =  29,06 m

L_l2 =  19,88 m

L_l3 =  19,88 m

L_l4 =  19,88 m

5.8. Urządzenia przeładunkowe.

5.9. Szkic sylwety bocznej z podziałem przestrzennym kadłuba.

6. PARAMETRYCZNE OBLICZENIA SPRAWDZAJĄCE

6.1 Wymagane projektowe kryteria stateczności.

KRYTERIUM MINIMALNEJ WYSOKOŚCI METACENTRYCZNEJ:

Rekomendacje IMO i przepisy klasyfikacyjne zawierają wymogi dotyczące minimalnej wysokości metacentrycznej, które powinny być spełnione we wszystkich stanach eksploatacyjnych:

h_{o min}  ≥ 0, 15 m

h_o (x)=  z_v(x)+ r_o(x)− Z_G(x)≥ h_{o min}

z_v(x) − wysokosc srodka wyporu [m]

r_o(x) − promien metacentryczny [m]

Z_G(x) − wysokosc srodka ciezkosci [m]

KRYTERIUM MINIMALNEGO OKRESU KOŁYSAŃ :

Drugim istotnym kryterium jest minimalny okres kołysań ( kryterium komfortu):

Okres kołysań własnych wyrażamy :

$\mathbf{\text{τ\ }}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}} \right)\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{c \bullet B}}{\sqrt{\mathbf{h}_{\mathbf{o}}}}$ = 13 s

c ≈ 0, 8

Przy czym różnica między wartością okresu kołysań własnych$\ \tau\ \left( \overset{\overline{}}{x} \right)$projektowych , a okresem wymaganym zależy od parametrów projektowanego okrętu:

$$\mathbf{\text{τ\ }}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}} \right)\mathbf{- \ }\mathbf{\tau}_{\mathbf{w}}\mathbf{\ \ \geq 0}$$

τ_w − wymagany okres kolysan wlasnych [s]

KRYTERIUM PRZECHYŁU PODCZAS CYRKULACJI :

Podczas cyrkulacji kąt przechyłu φ_c nie powinien być większy od kąta wejścia pokładu do wody φ_p i od kąta 12 ( według PRS):

maxφ_c ≤min(φ_p, 12)

6.2. Stany załadowania statku ( balastowy i kontraktowy).

Kryteria muszą być spełnione dla skrajnych, charakterystycznych stanów załadowania:

STAN	OPIS	ŁADUNEK [%]	ZAPASY [%]	BALAST [%]
I	Wyjście statku załadowanego	100	100	0
II	Wejście statku załadowanego	100	10	0
III	Wyjście statku pustego	0	100	100
IV	Wejście statku pustego	0	10	100

We wszystkich stanach zakłada się ,że :

- ładunek w pełni wypełnia objętość ładowni ( ładunek całookrętowy)

- środek masy zawartości zbiornika pokrywa się ze środkiem objętości tego zbiornika

Obliczenia dla 4-ch stanów załadowania:

Masa statku w danym stanie:

M_s= P_s+%P_L+%P_Z

P_s − masa statku pustego[t]

P_L − masa ladunku[t]

P_Z − masa zapasow[t]

P_s=D −  P_N

P_N= P_L+ P_Z

P_s = 5717,95 t

P_Ł = 9333,58 t

P_Z = 766,42 t

M_s1 = D =  P_s + 100%P_L + 100%P_Z= 15817,95 t

M_s2 =  P_s + 100%P_L + 10%P_Z= 15128,17 t

M_s3 =  P_s + 100%P_Z= 6484,37 t

M_s4 =  P_s + 10%P_Z= 5794,59 t

Wyporność statku ( równa jest masie statku w danym stanie):

M_s1=D_s1= 15817,95 t

M_s2 = D_s2= 15128,17 t

M_s3 =  D_s3= 6484,37 t

M_s4 = D_s4= 5794,59 t

Dla każdego ze stanów załadowania wyznacza się zanurzenie T na podstawie wzoru:

$$\mathbf{D}_{\mathbf{s}}\mathbf{= L \bullet B \bullet}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{\bullet \rho \bullet}\left\lbrack \mathbf{\delta}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{k}} \right)\mathbf{+ 0,1 \bullet ln}\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{k}}} \right\rbrack\mathbf{\ \lbrack t\rbrack}$$

T_s1= 8,05 m

T_s2= 7,74 m

T_s3= 3,72 m

T_s4= 3,38 m

6.3. Wysokości środków ciężkości.

Współczynnik pełnotliwości kadłuba:

δ(T)= C_B

$$\mathbf{\delta}\left( \mathbf{T} \right)\mathbf{= \ \delta}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{k}} \right)\mathbf{+ 0,1 \bullet ln}\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{k}}}\mathbf{\ \lbrack - \rbrack}$$

δ (T₁) = 0,675 [-]

δ (T₂) = 0,671 [-]

δ (T₃) = 0,598 [-]

δ (T₄) = 0,588 [-]

Współczynnik pełnotliwościpola wodnicy :

α(T_s)= C_W

α(T_s)≈ δ(T_s)+0, 1 [-]

α (T₁) = 0,775 [-]

α (T₂) = 0,771 [-]

α (T₃) = 0,698 [-]

α (T₄) = 0,688 [-]

Bezwymiarowy moment bezwładności pola wodnicy:

$$\mathbf{\varepsilon}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{I}_{\mathbf{x}}\mathbf{(}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{)}}{\mathbf{L \bullet}\mathbf{B}^{\mathbf{3}}}\mathbf{\ \cong \ }\frac{\mathbf{\alpha}^{\mathbf{3}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}{\mathbf{2 \bullet}\left\lbrack \mathbf{\alpha}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{+ 1} \right\rbrack\mathbf{\bullet}\left\lbrack \mathbf{2 \bullet \alpha}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{+ 1} \right\rbrack}\mathbf{\ \lbrack - \rbrack}$$

Ɛ (T₁) = 0,051 [-]

Ɛ (T₂) = 0,051 [-]

Ɛ (T₃) = 0,042 [-]

Ɛ (T₄) = 0,041 [-]

Bezwymiarowy promień metacentryczny :

$$\mathbf{\rho}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{=}\frac{\mathbf{r}_{\mathbf{o}}\mathbf{(}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{)}}{\frac{\mathbf{B}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}}\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{\varepsilon}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}{\mathbf{\rho(}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{)}}\mathbf{\ \lbrack - \rbrack}$$

ρ (T₁) = 0,076 [-]

ρ (T₂) = 0,076 [-]

ρ (T₃) = 0,070 [-]

ρ (T₄) = 0,069 [-]

Promień metacentryczny:

$$\mathbf{r}_{\mathbf{o}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{I}_{\mathbf{x}}\mathbf{(}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{)}}{\mathbf{V(}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{)}}\mathbf{\ \cong \ }\frac{\mathbf{\varepsilon}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet L \bullet}\mathbf{B}^{\mathbf{3}}}{\mathbf{L \bullet B \bullet}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{\bullet \delta}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{\varepsilon}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}{\mathbf{\delta(}\mathbf{T}_{\mathbf{s)}}}\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{B}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}\mathbf{= \ \rho}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{B}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}\mathbf{\ \lbrack m\rbrack}$$

r₀(T₁) = 3,77 m

r₀(T₂) = 3,90 m

r₀(T₃) = 7,48 m

r₀(T₄) = 8,14 m

Bezwymiarowa wysokość środka wyporu :

$$\mathbf{\zeta}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T} \right)\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{z}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}\mathbf{\ \cong \ }\frac{\mathbf{\alpha}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}{\mathbf{\alpha}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{+ \delta}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}$$

ζ_v(T₁) = 0,534 [-]

ζ_v(T₂) = 0,535 [-]

ζ_v(T₃) = 0,539 [-]

ζ_v(T₄) = 0,539 [-]

Wysokość środka wyporu:

$$\mathbf{z}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\cong}\frac{\mathbf{\alpha}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}{\mathbf{\alpha}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{+ \rho}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)}\mathbf{\bullet \ }\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{= \ }\mathbf{\zeta}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{\ \ \lbrack m\rbrack}$$

z_v(T₁) = 4,30 m

z_v(T₂) = 4,14 m

z_v(T₃) = 2,01 m

z_v(T₄) = 1,82 m

Założona bezwymiarowa wysokość środka ciężkości:

Dla typowego rozłożenia ładunku przybliżoną wysokość położenia środka ciężkości opisują podane poniżej wartości. Nie oznacza to, że statek projektowany musi posiadać identyczne własności. Staranne rozmieszczenie ładunku o różnej gęstości lub zmiany konstrukcyjne (np. wyżej umieszczone zbiorniki) dają możliwość wpływania na położenie środka ciężkości etapie eksploatacji i projektowania.

ζ_G(T_s1)=0,54 statek z 100% ładunku i 100% zapasów

ζ_G(T_s2)=0,54 statek z 100% ładunku i 10% zapasów

ζ_G(T_s3)=0,60 statek z 100% zapasów

ζ_G(T_s4)=0,62 statek z 10% zapasów

Wysokość środka ciężkości:

$$\mathbf{\zeta}_{\mathbf{G}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{z}_{\mathbf{G}}\mathbf{(}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{)}}{\mathbf{H}}\mathbf{\ \ \rightarrow \ }\mathbf{z}_{\mathbf{G}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{= \ }\mathbf{\zeta}_{\mathbf{G}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet H\ \lbrack m\rbrack}$$

z_G(T₁) = 7,33 m

z_G(T₂) = 7,33 m

z_G(T₃) = 8,14 m

z_G(T₄) = 8,41 m

Obniżyłam ζ ze względu na poprawę stateczności.

6.4. Wysokości metacentryczne.

Z kryterium minimalnej wysokości metacentrycznej:

h_o (T_S)− h_{o min}≥0

h_{o min}=0, 15 m

Początkowa wysokość metacentryczna :

$$\mathbf{h}_{\mathbf{\text{o\ }}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{S}} \right)\mathbf{= \ }\mathbf{\zeta}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{\ + \ \rho}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{B}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}\mathbf{-}\mathbf{\zeta}_{\mathbf{G}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet H\ \lbrack m\rbrack}$$

h₀(T₁) = 0,75 m

h₀(T₂) = 0,72 m

h₀(T₃) = 1,34 m

h₀(T₄) = 1,55 m

$$\mathbf{h}_{\mathbf{\text{o\ }}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{S}} \right)\mathbf{- \ }\mathbf{h}_{\mathbf{\text{o\ min\ }}}\mathbf{= \ }\mathbf{\zeta}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{\ + \ \rho}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{B}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}\mathbf{-}\mathbf{\zeta}_{\mathbf{G}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet H - \ }\mathbf{h}_{\mathbf{\text{o\ min\ }}}\mathbf{\geq 0}$$

Skorygowana wysokość metacentryczna:

Skorygowaną wysokość metacentryczną wyznacza się w stanach pływania z 10% zapasów.

h_oS (T_S)  =  h_o(T_s)− h_o [m]

h_o − poprawka od swobodnych powierzchnii

Dla zbiornika paliwa:

$$\mathbf{}\mathbf{h}_{\mathbf{\text{op}}}\mathbf{= \ }\frac{\frac{\mathbf{0,25 \bullet B \bullet}{\mathbf{(0,1 \bullet}\mathbf{L}_{\mathbf{\text{pp}}}\mathbf{)}}^{\mathbf{3}}}{\mathbf{12}}\mathbf{\bullet 0,9}}{\mathbf{D}_{\mathbf{s}}}\mathbf{\ \ \ \lbrack\ m\rbrack}$$

Δh_op2 = 0,07 m

Δh_op4 =0,19 m

Dla zbiornika wody słodkiej:

$$\mathbf{}\mathbf{h}_{\mathbf{\text{ows}}}\mathbf{= \ }\frac{\frac{\mathbf{0,25 \bullet B \bullet}{\mathbf{(0,05 \bullet}\mathbf{L}_{\mathbf{\text{pp}}}\mathbf{)}}^{\mathbf{3}}}{\mathbf{12}}\mathbf{\bullet 1}}{\mathbf{D}_{\mathbf{s}}}\mathbf{\ \lbrack m\rbrack}$$

Δh_ows2 = 0,01 m

Δh_ows4 = 0,03 m

h₀^s(T₁) = 0,75 m

h₀^s(T₂) = 0,64 m

h₀^s(T₃) = 1,34 m

h₀^s(T₄) = 1,34 m

W wysokości metacentrycznej dla stanów II i IV uwzględniliśmy poprawkę w postaci sumy Δh_op i Δh_ows. We wzorze na Δh_op zmniejszyłam współczynnik przy B.

Kryterium minimalnej wysokości metacentrycznej :

Bezwymiarowa krytyczna górna wysokość środka ciężkości:

Wartość krytycznego górnego położenia środka ciężkości wynika z kryterium bezpieczeństwa, wyrażonego minimalną wartością wysokości meta centrycznej (według przepisów PRS ).

$$\mathbf{\zeta}_{\mathbf{\text{Gkryt.h}}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{=}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{H}}\mathbf{\ \bullet}\left\lbrack \mathbf{\zeta}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{\ + \ \rho}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{B}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}\mathbf{-}\mathbf{h}_{\mathbf{\text{o\ min}}}\mathbf{-}\mathbf{h}_{\mathbf{o}} \right\rbrack\mathbf{\lbrack - \rbrack}$$

ζ _Gkryt.h(T₁) = 0,5841 [-]

ζ _Gkryt.h(T₂) = 0,5819 [-]

ζ _Gkryt.h(T₃) = 0,6879 [-]

ζ _Gkryt.h(T₄) = 0,7231 [-]

Krytyczna górna wysokość środka ciężkości:

z_Gkryt.h= ζ_Gkryt.h(T_s)•H [m]

z _Gkryt.h1 = 7,92 m

z _Gkryt.h2 = 7,89 m

z _Gkryt.h3 = 9,33 m

z _Gkryt.h4 = 9,81 m

Kryterium minimalnego okresu kołysań :

Bezwymiarowa krytyczna dolna wysokość środka ciężkości:

Wartość krytycznego dolnego położenia środka ciężkości wynika z kryterium komfortu, wyrażonego przez minimalną wartość okresu kołysań.

Minimalny, wymagany okres kołysań statku:

$\mathbf{\tau}_{\mathbf{w}}\mathbf{= \ }\mathbf{6}\mathbf{+ \ }\frac{\mathbf{P}_{\mathbf{N}}}{\mathbf{2500}}\mathbf{\ \lbrack}\mathbf{s}\mathbf{\rbrack}$ = 10,04 s

$$\mathbf{\zeta}_{\mathbf{\text{Gkryt.t}}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{=}\frac{\mathbf{z}_{\mathbf{\text{Gkryt.t}}}}{\mathbf{H}}\mathbf{=}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{H}}\mathbf{\ \bullet}\left\lbrack \mathbf{\zeta}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{\ + \ \rho}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{B}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}\mathbf{-}\left( \frac{\mathbf{c \bullet B}}{\mathbf{\tau}_{\mathbf{w}}} \right)^{\mathbf{2}}\mathbf{-}\mathbf{h}_{\mathbf{o}} \right\rbrack\mathbf{\lbrack - \rbrack}$$

ζ _Gkryt.t(T₁) = 0,4086 [-]

ζ _Gkryt.t(T₂) = 0,4005 [-]

ζ _Gkryt.t(T₃) = 0,5125 [-]

ζ _Gkryt.t(T₄) = 0,5321 [-]

Krytyczna dolna wysokość środka ciężkości:

z_Gkryt.t= ζ_Gkryt.t(T_s)•H [m]

z _Gkryt.t1 = 5,54 m

z _Gkryt.t2 = 5,43 m

z _Gkryt.t3 = 6,95 m

z _Gkryt.t4 = 7,22 m

Kąt przechyłu w czasie cyrkulacji :

Kąt przechyłu w czasie cyrkulacji φ_p nie powinien być większy od kąta wejścia pokładu do wody i od kąta 12 (PRS) :

φ_c=min(φ_p, 12)

Bezwymiarowa krytyczna wysokość środka ciężkości w sensie kryterium maksymalnego dopuszczalnego kąta przechyłu podczas cyrkulacji:

$$\mathbf{\zeta}_{\mathbf{\text{Gkryt.C}}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{=}\frac{\frac{\mathbf{v}_{\mathbf{0,8}}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{4 \bullet L}}\mathbf{\bullet \ }\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}{\mathbf{2}}\mathbf{+ g \bullet}\left\lbrack \mathbf{z}_{\mathbf{v}}\left( \mathbf{T}_{\mathbf{s}} \right)\mathbf{+ \ }\mathbf{r}_{\mathbf{o}}\mathbf{(}\mathbf{T}_{\mathbf{s}}\mathbf{) \bullet}\left( \mathbf{1 + \ }\frac{\mathbf{\text{tg}}^{\mathbf{2}}\mathbf{\varphi}_{\mathbf{c}}}{\mathbf{2}} \right) \right\rbrack\mathbf{\bullet sin}\mathbf{\varphi}_{\mathbf{c}}}{\mathbf{H \bullet}\left( \mathbf{g \bullet sin}\mathbf{\varphi}_{\mathbf{c}}\mathbf{+}\frac{\mathbf{v}_{\mathbf{0,8}}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{4 \bullet L}} \right)}\mathbf{\ \lbrack - \rbrack}$$

ζ _Gkryt.c(T₁) = 0,5595 [-]

ζ _Gkryt.c(T₂) = 0,5563 [-]

ζ _Gkryt.c(T₃) = 0,6325 [-]

ζ _Gkryt.c(T₄) = 0,6621 [-]

Krytyczna wysokość środka ciężkości w sensie kryterium maksymalnego dopuszczalnego kąta przechyłu podczas cyrkulacji:

z_Gkryt.C= ζ_Gkryt.C(T_s)•H [m]

z _Gkryt.c1 = 7,59 m

z _Gkryt.c2 = 7,55 m

z _Gkryt.c3 = 8,58 m

z _Gkryt.c4 = 8,99 m

6.5. Zestawienie obliczonych wartości parametrów statecznościowych.

ZESTAWIENIE WYNIKÓW
L.p.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13

6.6.Wykres krytycznych wysokości środków ciężkości.

6.6.Przechył wywołany naporem wiatru .

Wyznaczanie ramion momentów prostujących i wychylających stateczności statycznej i dynamicznej przy wietrze o prędkości :

$$\mathbf{v}_{\mathbf{1}}\mathbf{= 25\ }\frac{\mathbf{m}}{\mathbf{s}}$$

$$\mathbf{v}_{\mathbf{2}}\mathbf{= 50\ }\frac{\mathbf{m}}{\mathbf{s}}$$

Dopuszczalne kąty przechyłu :

Kąt wejścia pokładu do wody (KWP ):

$$\mathbf{KWP = 57,3 \bullet \ arctg}\left( \mathbf{2 \bullet \ }\frac{\mathbf{H - \ }\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}{\mathbf{B}} \right)\left\lbrack \mathbf{} \right\rbrack$$

KWP₁ = 29˚

KWP₂ = 30˚

KWP₃ = 45˚

KWP₄ = 46˚

Kąt wyjścia obła z wody (KWO ):

$$\mathbf{KWO = 57,3 \bullet \ arctg}\left( \mathbf{2 \bullet \ }\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}{\mathbf{B}} \right)\left\lbrack \mathbf{} \right\rbrack$$

KWO₁ = 39˚

KWO₂ = 38˚

KWO₃ = 20˚

KWO₄ = 19˚

Dopuszczalny kąt przechyłu jest minimalnym kątem z tych dwóch :

min( KWP_(Ts),  KWO_(Ts))

min( KWP_(T1),   KWO_(T1)) = 29˚

min( KWP_(T2),   KWO_(T2)) = 30˚

min( KWP_(T3),   KWO_(T3)) = 20˚

min( KWP_(T4),   KWO_(T4)) = 19˚

Pole nawiewu:

Pole nawiewu obliczamy dla każdego ze stanów zanurzenia , według wzoru:

S =  L_pp•[H−T_s] [m²]

S₁ = 785,11 m²

S₁ = 828,72 m²

S₁ = 1400,44 m²

S₁ = 1449,08 m²

Ciśnienie na powierzchni nawiewu wywołane wiatrem dla prędkości :

$$\mathbf{p = S \bullet}\left( \frac{\mathbf{1}}{\mathbf{800}}\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{v}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{2}} \right)\mathbf{\ \ \lbrack Pa\rbrack}$$

p₁ = 306,69 Pa

p₂ = 323,72 Pa

p₃ = 547,05 Pa

p₄ = 566,05 Pa

$${2)\ v}_{2} = 50\ \frac{m}{s}$$

p₁ = 1226,74 Pa

p₂ = 1294,88 Pa

p₃ = 2188,19 Pa

p₄ = 2264,19 Pa

Ramię siły naporu wiatru :

$$\mathbf{l = H -}\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{s}}}{\mathbf{2}}\mathbf{\ \lbrack m\rbrack}$$

l₁ = 9,54 m

l₂ = 9,69 m

l₃ = 11,70 m

l₄ = 11,87 m

MOMENT PRZECHYLAJĄCY :

M_W=p • l  [kNm]

1) $v_{1} = 25\ \frac{m}{s}$

M_W1 = 2,93 kNm

M_W2 = 3,14 kNm

M_W3 = 6,40 kNm

M_W4 = 6,72 kNm

$${2)\ v}_{2} = 50\ \frac{m}{s}$$

M_W1 = 11,71 kNm

M_W2 = 12,55 kNm

M_W3 = 25,61 kNm

M_W4 = 26,89 kNm

RAMIĘ STATYCZNE OD MOMENTU PRZECHYLAJĄCEGO:

Ramię statyczne liczone jest dla dwóch prędkości :

1) $v_{1} = 25\ \frac{m}{s}$, ${2)\ v}_{2} = 50\ \frac{m}{s}$

$$\mathbf{l}_{\mathbf{\text{ws}}}\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{M}_{\mathbf{W}}}{\mathbf{D}_{\mathbf{S}}\mathbf{\bullet g}}\mathbf{\ \lbrack m\rbrack}$$

1) $v_{1} = 25\ \frac{m}{s}$

l_ws1 = 0,019 m

l_ws2 = 0,0211 m

l_ws3 = 0,10 m

l_ws4 = 0,12 m

$${2)\ v}_{2} = 50\ \frac{m}{s}$$

l_ws1 = 0,075 m

l_ws2 = 0,085 m

l_ws3 = 0,40 m

l_ws4 = 0,47 m

RAMIĘ DYNAMICZNE OD MOMENTU PRZECHYLAJĄCEGO:

Ramię dynamiczne liczone jest dla dwóch prędkości :1) $v_{1} = 25\ \frac{m}{s}$, ${2)\ v}_{2} = 50\ \frac{m}{s}$

l_wd= l_ws•φ • a  [m • rad]

a= 0,01745

φ1 = 0

φ2 = max dopuszczalny kat przechylu

1) $v_{1} = 25\ \frac{m}{s}$

φ1 = 0

l_wd1 = 0 m∙rad

l_wd2 = 0 m∙rad

l_wd3 = 0 m∙rad

l_wd4 = 0 m∙rad

φ2 = max dopuszczalny kat przechylu

l_wd1 = 0,0095 m∙rad

l_wd2 = 0,011 m∙rad

l_wd3 = 0,036 m∙rad

l_wd4 = 0,039 m∙rad

$${2)\ v}_{2} = 50\ \frac{m}{s}$$

φ1 = 0

l_wd1 = 0 m∙rad

l_wd2 = 0 m∙rad

l_wd3 = 0 m∙rad

l_wd4 = 0 m∙rad

φ2 = max dopuszczalny kat przechylu

l_wd1 = 0,038 m∙rad

l_wd2 = 0,045 m∙rad

l_wd3 = 0,14 m∙rad

l_wd4 = 0,15 m∙rad

RAMIĘ STATYCZNE OD MOMENTU PROSTUJĄCEGO:

Ramię statyczne liczone jest dla kata φ , gdzie φ ∈ {0,5,10,15,20}.0

l_ps= h_o^s•sinφ [m • rad]

RAMIĘ STATYCZNE MOMENTU PROSTUJĄCEGO
stan
I
II
III
IV

RAMIĘ DYNAMICZNE OD MOMENTU PRZECHYLAJĄCEGO:

Ramię dynamiczne liczone jest dla kata φ , gdzie φ ∈ {0,5,10,15,20}.

$$\mathbf{l}_{\mathbf{\text{pd}}}\mathbf{= \ }\mathbf{h}_{\mathbf{o}}^{\mathbf{s}}\mathbf{\bullet}\left( \mathbf{1 - cos\varphi} \right)\mathbf{+}\frac{\mathbf{z}_{\mathbf{v}}}{\mathbf{z}}\mathbf{(cos\varphi +}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{\text{cosφ}}}\mathbf{- 2)\lbrack m\rbrack}$$

RAMIĘ DYNAMICZNE MOMENTU PROSTUJĄCEGO
stan
I
II
III
IV

6.7.Wykresy ramion odpowiadające rozważanym stanom załadowania statku .

6.8.Wykresy ramion stateczności statycznej .

PARAMETRYCZNA METODA WYZNACZANIA PANTOKAREN

( Metoda Własowa)

W metodzie Własowa ramie kształtu wyznacza się względem początkowego położenia środka wyporu, które określa zależność:

$$\mathbf{l}_{\mathbf{B}\mathbf{0}}\left( \mathbf{\varphi}\mathbf{,}\overset{\overline{}}{\mathbf{x}\mathbf{\ }} \right)\mathbf{= \ }\left\lbrack \mathbf{z}_{\mathbf{90}}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}\mathbf{\ }} \right)\mathbf{-}\mathbf{z}_{\mathbf{0}}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}\mathbf{\ }} \right) \right\rbrack\mathbf{\bullet}\mathbf{f}_{\mathbf{1}}\left( \mathbf{\varphi} \right)\mathbf{+}\left\lbrack \mathbf{y}_{\mathbf{90}}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}\mathbf{\ }} \right)\mathbf{-}\mathbf{y}_{\mathbf{0}}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}\mathbf{\ }} \right) \right\rbrack\mathbf{\bullet}\mathbf{f}_{\mathbf{2}}\left( \mathbf{\varphi} \right)\mathbf{+}\mathbf{\rho}_{\mathbf{0}}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}\mathbf{\ }} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{f}_{\mathbf{3}}\left( \mathbf{\varphi} \right)\mathbf{+}\mathbf{\rho}_{\mathbf{90}}\left( \overset{\overline{}}{\mathbf{x}\mathbf{\ }} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{f}_{\mathbf{4}}\left( \mathbf{\varphi} \right)$$

$$\overset{\overline{}}{\text{x\ }} - wektor\ paramaterow\ ksztaltu\ kadluba$$

z₀ − wysokosc srodka wyporu okretu wyprostowanego

z₉₀ − wysokosc srodka wyporu okretu przechylonego o kat 90 stopni

y₀ − rzedna  srodka wyporu okretu wyprostowanego

y₉₀ − rzedna  srodka wyporu okretu przechylonego o kat 90 stopni

ρ₀ − promien metacentryczny okretu wyprostowanego

ρ₉₀ − promien metacentryczny okretu przechylonego o kat 90 stopni

RAMIĘ KSZTAŁTU
stan
I
II
III
IV

Funkcje zależne od kata przechyłu opisują zależności:

$$\mathbf{f}_{\mathbf{1}}\left( \mathbf{\varphi} \right)\mathbf{=}\sin\mathbf{(\varphi)}\mathbf{- \ }\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{8}}\mathbf{\bullet}\sin\left( \mathbf{4 \bullet \varphi} \right)\mathbf{-}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{32}}\mathbf{\bullet}\left\lbrack \mathbf{35 \bullet}\sin\left( \mathbf{2 \bullet \varphi} \right)\mathbf{- 9 \bullet sin(6 \bullet \varphi)} \right\rbrack$$

$$\mathbf{f}_{\mathbf{2}}\left( \mathbf{\varphi} \right)\mathbf{= - \ }\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{8}}\mathbf{\bullet}\sin\left( \mathbf{4 \bullet \varphi} \right)\mathbf{+}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{32}}\mathbf{\bullet}\left\lbrack \mathbf{35 \bullet}\sin\left( \mathbf{2 \bullet \varphi} \right)\mathbf{- 9 \bullet}\mathbf{sin}\mathbf{(6 \bullet \varphi)} \right\rbrack$$

$$\mathbf{f}_{\mathbf{3}}\left( \mathbf{\varphi} \right)\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{8}}\mathbf{\bullet}\sin\left( \mathbf{4 \bullet \varphi} \right)\mathbf{-}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{32}}\mathbf{\bullet}\left\lbrack \mathbf{35 \bullet}\sin\left( \mathbf{2 \bullet \varphi} \right)\mathbf{- 3 \bullet}\mathbf{sin}\mathbf{(6 \bullet \varphi)} \right\rbrack$$

$$\mathbf{f}_{\mathbf{4}}\left( \mathbf{\varphi} \right)\mathbf{= \ }\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{8}}\mathbf{\bullet}\sin\left( \mathbf{4 \bullet \varphi} \right)\mathbf{+}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{32}}\mathbf{\bullet}\left\lbrack \mathbf{35 \bullet}\sin\left( \mathbf{2 \bullet \varphi} \right)\mathbf{- 3 \bullet}\mathbf{sin}\mathbf{(6 \bullet \varphi)} \right\rbrack$$

FUNKCJE ZALEŻNE OD KĄTA PRZECHYŁU
f1(φ)
f2(φ)
f3(φ)
f4(φ)

Współrzędne środka wyporu kadłuba przechylonego o kąt 90° i przy zanurzeniu T:

$$\mathbf{y}_{\mathbf{90}}\mathbf{= 0,5 \bullet B \bullet}\left( \mathbf{1 - \ 0,96}\frac{\mathbf{T}}{\mathbf{H}_{\mathbf{1}}} \right)$$

$$\mathbf{z}_{\mathbf{90}}\mathbf{-}\mathbf{z}_{\mathbf{0}}\mathbf{= \ }\mathbf{H}_{\mathbf{1}}\mathbf{\bullet}\left\lbrack \frac{\mathbf{k}}{\mathbf{3}}\mathbf{+}\frac{\mathbf{\alpha}}{\mathbf{12 \bullet \delta}}\mathbf{\bullet}\left( \mathbf{2 -}\frac{\mathbf{H}_{\mathbf{1}}}{\mathbf{T}}\mathbf{+ \ }\frac{\mathbf{1 - k}}{\mathbf{2}}\mathbf{\bullet}\left( \mathbf{0,804 - 0,308 \bullet 0,85} \right) \right) \right\rbrack\mathbf{+}\frac{\mathbf{T}}{\mathbf{6}}\mathbf{\bullet}\left( \mathbf{k -}\frac{\mathbf{\alpha}}{\mathbf{2 \bullet \delta}} \right)\mathbf{-}\frac{\mathbf{z}_{\mathbf{0}}}{\mathbf{2}}$$

y_{90 I} = 4,94 m

y_{90 II} = 5,13 m

y_{90 III} = 7,65 m

y_{90 IV} = 7,86 m

I z₉₀ - z₀ = 3,07 m

II z₉₀ - z₀ = 3,09 m

III z₉₀ - z₀ = 2,00 m

IV z₉₀ - z₀ = 1,61 m

Skorygowana wysokość boczna :

$$\mathbf{H}_{\mathbf{1}}\mathbf{= H \bullet}\left( \mathbf{1 +}\frac{\mathbf{\delta(}\mathbf{T}_{\mathbf{k}}\mathbf{)}}{\mathbf{\alpha(}\mathbf{T}_{\mathbf{k}}\mathbf{)}}\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{V}_{\mathbf{W}}}{\mathbf{V}_{\mathbf{H}}} \right)^{\mathbf{3}}$$

H₁ = 15,29 m

Objętość kadłuba do wysokości H :

$$\mathbf{V}_{\mathbf{H}}\mathbf{= L \bullet B \bullet H \bullet}\left( \mathbf{\delta(}\mathbf{T}_{\mathbf{k}}\mathbf{) + 0,1 \bullet ln}\frac{\mathbf{H}}{\mathbf{T}_{\mathbf{k}}} \right)$$

V_H = 28022 m³

Objętość w obrębie wzniosu i wypukłości pokładu:

$$\mathbf{V}_{\mathbf{W}}\mathbf{=}\mathbf{V}_{\mathbf{c}}\mathbf{- \ }\mathbf{V}_{\mathbf{H}}\mathbf{= \ L \bullet B \bullet H \bullet}\left( \mathbf{0,028 +}\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{12 \bullet H}} \right)$$

V_W = 1316 m³

Względny zapas pływalności :

$$\mathbf{k =}\frac{\mathbf{V}_{\mathbf{c}}\mathbf{- \ }\mathbf{V}_{\mathbf{o}}}{\mathbf{V}_{\mathbf{o}}}$$

k₁ = 0,9011
k₂ = 0,9121
k₃ = 1,1461
k₄ = 1,1812

Promień matacentryczny przy przechyle 90 ° :

$$\mathbf{\rho}_{\mathbf{90}}\left( \mathbf{T} \right)\mathbf{= \ }\left\lbrack \frac{\mathbf{z}_{\mathbf{90}}\left( \mathbf{T} \right)\mathbf{-}\mathbf{z}_{\mathbf{0}}\left( \mathbf{T} \right)}{\mathbf{y}_{\mathbf{90}}\mathbf{(T)}} \right\rbrack^{\mathbf{3}}$$

ρ₉₀ (T₁) = 0,0182

ρ₉₀ (T₂) = 0,0165

ρ₉₀ (T₃) = 0,0012

ρ₉₀ (T₄) = 0,0006

Ramię prostujące stateczności statycznej :

$$\mathbf{l}_{\mathbf{p}}\left( \mathbf{\varphi,}\overset{\overline{}}{\mathbf{x}} \right)\mathbf{=}\mathbf{l}_{\mathbf{\text{KB}}}\left( \mathbf{\varphi,}\overset{\overline{}}{\mathbf{x}} \right)\mathbf{-}\mathbf{l}_{\mathbf{\text{CB}}}\left( \mathbf{\varphi,}\overset{\overline{}}{\mathbf{x}} \right)\mathbf{=}\mathbf{l}_{\mathbf{\text{KB}}}\left( \mathbf{\varphi,}\overset{\overline{}}{\mathbf{x}} \right)\mathbf{- (}\mathbf{z}_{\mathbf{G}}\mathbf{-}\mathbf{z}_{\mathbf{0}}\left( \mathbf{T} \right)\mathbf{) \bullet sin\varphi}$$

Ramię prostujące stateczności statycznej
stan
I
II
III
IV

7. Weryfikacja parametrów układu napędowego

W uzgodnieniu z armatorem ustala się przeciętną wartość λwspółczynnika wykorzystania nośności statku na rozważanej linii żeglugowej.W przypadku rozważanego drobnicowca uniwersalnego ekploatowanego w żegludze liniowej statystyczna wartość współczynnika λ_design≈0,80-0,85.Stan zanurzenia na próabch można wstępnie określić jako odpowiadający stanowi pływania z balastem wodnym we wszystkich zbiornikach na zapasy i balast.Masę balastu można w warunkach prób wstępnie oszacować przyjmując λ_trial≈0,20-0,35

Nośność w rozważanych stanach pływania:

P_Nservice=λ_service•P_N

P_Nbalast= λ_balast•P_N

Jeżeli przy zanurzeniu konstrukcyjnym T_k wynosiδ_K(T_k), to przy zanurzeniu T≠ T_{k WARTOŚĆ WSPÓŁCZYNNIKA} δ można wyznaczyć z formuły aproksymacyjnej :

δ(T)≅δ(T_k) +0,1•ln($\frac{\mathbf{T}}{\mathbf{\text{Tk}}}$)

δ (T_d) = 0,6625 [-]

δ (T_t) = 0,6850 [-]

Zanurzenie okrętu przy częściowym załądowaniu można wyznaczyć rozwiązując równanie pływalności :

D(T_d)=M_s+λ_design•P_N=ρ•L•B• T_d•(δ_K+0,1•ln ($\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{d}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{K}}}$))→T_d

D(T_t)=M_s+λ_trial•P_N=ρ•L•B• T_t•(δ_K+0,1•ln ($\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{t}}}{\mathbf{T}_{\mathbf{K}}}$))→T_t

gdzie:

M_s-masa statku pustego

D(T_d)-wyporność projektowa

D(T_t)-wyporność na mili pomiarowej w czasie prób zdawczo-odbiorczych statku

T_d = 7,11 m

T_t = 8,90 m

Pole powierzchni zwilżonej podwodzia kadłuba można wyznaczyć wzorem Mumforda-pole Ω_trial i Ω_design przy zanurzeniu T_trial i T_design

Ω=(1,7 •T •δ•B) •L

Ω_d = 3601,75 m²

Ω_t = 4099,18 m²

Za pomocą wzorów aproksymacyjnych oblicza oblicza się współczynniki kształtu odpowiadające warunkom prób I warunkom projektowym .

k=0,017 +$\frac{\mathbf{20}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{\delta}}{{\mathbf{(}\frac{\mathbf{L}}{\mathbf{B}}\mathbf{)}}^{\mathbf{2}}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\sqrt{\frac{\mathbf{B}}{\mathbf{T}}}}$

k_d = 0,1726 [-]

k_t = 0,1970 [-]

Opór lepkości okrętu powiększa się o poprawkę ze względu na chropowatość poszycia podwodzia oraz porastanie kadłuba:

ΔC_f=10^-3 •(0,076 •n +0,006 •n²)

gdzie:

n≤6 jest liczbą miesięcy pływania okrętu po wodowaniu lub dokowaniu.Jeżeli n<6 ,należy przyjąć n=6 n=0 w warunkach prób.

ΔC_fd = 0,0007 [-]

ΔC_ft = 0,0000 [-]

Dla trzech prędkości okrętu :v_k-1 kn, v_k ,v_k+1 kn i zanurzenia okrętu przy wyporności projektowej I przy wyporności w czasie prób zdawczo-odbiorczych na mili pomiarowej oblicza się opór.

Liczba Reynoldsa:

Rn=$\frac{\mathbf{v \bullet L}}{\mathbf{v}}$

R_n1d = 7,809 ∙ 10⁸ [-]

R_n2d = 8,297∙ 10⁸ [-]

R_n3d = 8,785∙ 10⁸ [-]

R_n1t = 7,809∙ 10⁸ [-]

R_n2t = 8,297∙ 10⁸ [-]

R_n3t = 8,785∙ 10⁸ [-]

Współczynnik oporu tarcia okrętu :

c_f=$\frac{\mathbf{0}\mathbf{,}\mathbf{075}}{\mathbf{(}\mathbf{logRn -}{\mathbf{2}\mathbf{)}}^{\mathbf{2}}}$

c_f1d = 0,0016 [-]

c_f2d = 0,0016 [-]

c_f3d = 0,0016 [-]

c_f1t = 0,0016 [-]

c_f2t = 0,0016 [-]

c_f3t = 0,0016 [-]

Współczynniki oporu resztowego okrętu:

10³+c_r=(10 Fn-0,8)⁴ •(10 $\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{C}_{\mathbf{B}}}{\mathbf{C}_{\mathbf{M}}}$-3,3)²•(10³$\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{V}}{\mathbf{L}^{\mathbf{3}}}\mathbf{+}\mathbf{4}\mathbf{)\ }\mathbf{\bullet}$0,0012+10³$\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{V}}{\mathbf{L}^{\mathbf{3}}}\mathbf{\bullet}$0,05+0,2+($\frac{\mathbf{B}}{\mathbf{T}}\mathbf{- 2}\mathbf{,}\mathbf{5}\mathbf{)}\mathbf{\bullet}$0,17

c_r1d = 0,0010 [-]

c_r2d = 0,0012 [-]

c_r3d = 0,0016 [-]

c_r1t = 0,0007 [-]

c_r2t = 0,0009 [-]

c_r3t = 0,0011 [-]

Fn=(0,17-0,3)

$\frac{\mathbf{V}}{\mathbf{L}^{\mathbf{3}}}$=(0,002-0,011)

F_n1d = 0,2203 [-]

F_n2d = 0,2341 [-]

F_n3d = 0,2478 [-]

F_n1t = 0,2203 [-]

F_n2t = 0,2341 [-]

F_n3t = 0,2478 [-]

Opór całkowity kadłuba okrętu :

R_t=(1+ε)$\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{\rho \bullet}\mathbf{v}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{2}}\mathbf{\bullet}$[c_r+c_f•(1+k)+Δc_f] •Ω

R_t1d = 529,96 kN

R_t2d = 636,19 kN

R_t3d = 769,81 kN

R_t1t = 366,49 kN

R_t2t = 440,59 kN

R_t3t = 534,24 kN

Moc holowania:

N_h=R_t•c

N_h1d = 4362,19 kW

N_h2d = 5563,86 kW

N_h3d = 7128,39 kW

N_h1t = 3016,66 kW

N_h2t = 3853,08 kW

N_h3t = 4947,02 kW

ZAŁOŻENIA WSTĘPNE :

-Liczba skrzydeł śruby z=4

-Wartość wsółczynnika powierzchni wyprostowanej skrzydeł śruby

$\frac{\mathbf{S}_{\mathbf{0}}}{\mathbf{S}}$=0,6

-Posiadane wykresy charakterystyk hydrodynamicznych śruby B-4.60 Wageningen

Maksymalna dopuszczalna średnica śruby :

D_max=0,8•T_design

D_max = 5,69 m

Odległość osi śruby od płaszczyzny podstawowej:

e$\mathbf{\approx}\frac{\mathbf{D}_{\mathbf{\max}}}{\mathbf{2}}$

e =2,84 m

Współczynnik strumienia nadążającego :

W=0,165•δ^m • $\frac{\mathbf{V}^{\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{3}}}}{\mathbf{D}}$-0,1•(Fr-0,2)

w = 0,2199 [-]

Gdzie:

V-objętość podwodzia

D-średnica śruby

δ- współczynnik pełnotliwości podwodzia

m=1- współczynnik dla napędu jednośrubowego

Współczynnik ssania:

t=0,25•v+0,14

t = 0,1950 [-]

Prędkość dopływu wody do śruby :

V_p=v•(1-w)

v_p = 6,82 $\frac{\mathbf{m}}{\mathbf{s}}$

Napór śruby T efektywnie działającej na kadłub z siłą napędzającą T_N,równą oporowi kadłuba R przy prędkośći v:

T=$\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{N}\mathbf{(}\mathbf{v}\mathbf{)}}}{\mathbf{1}\mathbf{-}\mathbf{t}}$=$\frac{\mathbf{R}\mathbf{(}\mathbf{v}\mathbf{)}}{\mathbf{1}\mathbf{-}\mathbf{t}}$

T = 790,3 kN

Uzmiennienie prędkości obrotowej silnika(wolnoobrotowego):

n₁=90$\frac{\text{obr}}{\min}$; n₂=120$\frac{\text{obr}}{\min}$; n₃=150$\frac{\text{obr}}{\min}$

Prędkość wyrażona w obrotach na sekundę :

n₁=1,5$\frac{\text{obr}}{s}$; n₂=2$\frac{\text{obr}}{s}$; n₃=2,5$\frac{\text{obr}}{s}$

Współczynnik obciążenia śruby naporem dla trzech wartości prędkości obrotowej:

b_T=$\sqrt[\mathbf{4}]{\frac{\mathbf{K}_{\mathbf{T}}}{\mathbf{J}^{\mathbf{4}}}}$=($\frac{\mathbf{T}\mathbf{\bullet}\mathbf{n}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{\rho}\mathbf{\bullet}\mathbf{v}_{\mathbf{p}}^{\mathbf{4}}}\mathbf{)}^{\frac{\mathbf{1}}{\mathbf{4}}}$

b_T1 = 0,9460 [-]

b_T2 = 1,0924 [-]

b_T3 = 1,2213 [-]

Współczynnik posuwu odczytany z wykresu:

J₁ = 0,6570 [-]

J₂ = 0,5630 [-]

J₃ = 0,5000 [-]

Sprawność odczytana z wykresu:

η₁ = 0,6530 [-]

η₂ = 0,6180 [-]

η₃ = 0,5820 [-]

Zmniejszenie współczynnika posuwu J w celu pracy śruby w obszarze stabilnej sprawności:

J_s=0,96•J

J_s1 = 0,6307 [-]

J_s2 = 0,5405 [-]

J_s3 = 0,4800 [-]

Skorygowana średnica śruby :

D=$\frac{\mathbf{v}_{\mathbf{p}}}{\mathbf{J}_{\mathbf{s}\mathbf{\bullet}\mathbf{n}}}$

D₁ = 7,21 m

D₂ = 6,31 m

D₃ = 5,69 m

Należy porównać średnicę D z maksymalną dopuszczalną średnicą D_max. Jeżeli zachodzi przypadek,że D_max<D (śruba nie mieści się w oknie śrubowym),to należy przyjąć D_max=D i wyznaczyć poprawioną wartość posuwu J_p:

J_p=J_s$\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{D}}{\mathbf{D}_{\mathbf{\max}}}$

J_p1 = 0,7997 [-]

J_p2 = 0,5998 [-]

J_p3 = 0,4798 [-]

Współczynnik oddziaływania kadłuba

ξ_K=$\frac{\mathbf{1}\mathbf{-}\mathbf{t}}{\mathbf{1}\mathbf{-}\mathbf{w}}$

ξ_K = 1,0320 [-]

Wyznaczanie zapotrzebowanej mocy na stożku śruby –mocy dostarczonej przez silnik do śruby :

N_D(n)=$\frac{\mathbf{T}_{\mathbf{n}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{v}}}{\mathbf{\xi}_{\mathbf{r}\mathbf{\bullet}\mathbf{\ }\mathbf{\xi}_{\mathbf{v}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{\eta}_{\mathbf{p}\mathbf{(}\mathbf{n}\mathbf{)}}}}}$=$\frac{\mathbf{R}\mathbf{\bullet}\mathbf{v}}{\mathbf{\xi}_{\mathbf{r}\mathbf{\bullet}\mathbf{\ }\mathbf{\xi}_{\mathbf{v}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{\eta}_{\mathbf{p}\mathbf{(}\mathbf{n}\mathbf{)}}}}}$

N_D(n₁) = 8175 kW

N_D(n₂) = 8638 kW

N_D(n₃) = 9172 kW

Współczynnik rotacyjny :

ξ_R=1,01

Efektywna moc silnika:

N_e(n)=$\frac{\mathbf{N}_{\mathbf{D}}\mathbf{(}\mathbf{n}\mathbf{)}}{\mathbf{\eta}_{\mathbf{w}\mathbf{\bullet}\mathbf{\eta}_{\mathbf{r}}}}$

N_e(n₁) = 8341 kW

N_e(n₂) = 8814 kW

N_e(n₃) = 9359 kW

Współczynnik sprawności linii wału:

η_w≅0,98

Współczynnik przekładni redukcyjnej (brak przekładni)

η_R≅1

Moc efektywna z rezerwą mocy na odciążenie silnika w czasie pracy ciągłej:

N_er(n)=os•N_e(n)

N_er(n₁) = 9593 kW

N_er(n₂) = 10136 kW

N_er(n₃) = 10763 kW

7.3. SPRAWDZENIE KRYRTERIUM KAWITACYJNEGO

Kryterium Burrilla

Ciśnienie kontrolne na promieniu r = 0,35D

ho = ha + hosi + hf - 0,35D

gdzie:

ha – wysokość słupa wody wywierającego ciśnienie atmosferyczne (1 atm) – 10,078 m

hosi – zanurzenie osi śruby – 0,625T m

h f – umowna wysokość fali rufowej – 0,7m

Prędkość przepływu na promieniu skrzydła r = 0,35D:

v²_0,7=v²p+(0,7•π•D•n)²

v_0,7²1 = 398,5 $\frac{m^{2}}{s^{2}}$

v_0,7²2 = 672,2 $\frac{m^{2}}{s^{2}}$

v_0,7²3 = 1027,1 $\frac{m^{2}}{s^{2}}$

Powierzchnia rzutowana skrzydeł śruby:

Sp=$\frac{\mathbf{S}_{\mathbf{0}}}{\mathbf{S}}\mathbf{\bullet}\mathbf{S}\mathbf{\bullet}\left( \mathbf{1,067}\mathbf{-}\mathbf{0,229}\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{H}}{\mathbf{D}} \right)\mathbf{=}\frac{\mathbf{S}_{\mathbf{0}}}{\mathbf{S}}\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{\pi}\mathbf{\bullet}\mathbf{D}^{\mathbf{2}}}{\mathbf{4}}\mathbf{\bullet}\left( \mathbf{1,067}\mathbf{-}\mathbf{0,229}\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{H}}{\mathbf{D}} \right)$

gdzie:

– So - pole powierzchni wyprostowanej skrzydeł śruby

– S - pole koła o średnicy śruby

S_p1 = 13,16 m²

S_p2 = 13,40 m²

S_p3 = 13,61 m²

Liczba kawitacyjna:

σ_0,7=2•9,81$\mathbf{\bullet}\frac{\mathbf{h}_{\mathbf{0}}\mathbf{-}\mathbf{h}_{\mathbf{d}}}{\mathbf{v}_{\mathbf{0,7}}^{\mathbf{2}}}$

σ_0,71 = 0,6313 [-]

σ_0,72 = 0,3742 [-]

σ_0,73 = 0,2456 [-]

Współczynnik obciążenia śruby naporem:

A=$\frac{\frac{\mathbf{T}}{\mathbf{S}_{\mathbf{p}}}}{\mathbf{0,5}\mathbf{\bullet}\mathbf{\rho}\mathbf{\bullet}\mathbf{v}_{\mathbf{0,7}}^{\mathbf{2}}}$

A₁ = 0,2942 [-]

A₂ = 0,1712 [-]

A₃ = 0,1106 [-]

Jeżeli na wykresie Burrilla punkt o współrzędnych (s 0.7, A) znajduje się pod krzywą graniczną, to w sensie kryterium Burrilla śruba jest wolna od kawitacji.

Śruba nie kawituje w żadnym przypadku.

Kryterium Kellera :

$$\left( \frac{\mathbf{S}_{\mathbf{0}}}{\mathbf{S}} \right)\mathbf{\geq}\frac{\left( \mathbf{1,3 + 0,3}\mathbf{\bullet z} \right)\mathbf{\bullet T}}{\left( \mathbf{p}_{\mathbf{\text{osi}}}\mathbf{-}\mathbf{p}_{\mathbf{d}} \right)\mathbf{\bullet}\mathbf{D}^{\mathbf{2}}}\mathbf{+}\mathbf{k}$$

p_d = 2,33 kPA

p_osi = 0,4232 atm = 42,88 $\frac{\text{kN}}{m^{2}}$

k = 0,2

p_a = 101300 Pa

h_d = 2333 Pa

p₀-p_d=129 kPa

$\frac{S_{0}}{S}$ = 1,71

D_d = 6,19 m

Jeżeli nierówność jest spełniona, to w sensie kryterium Kellera śruba nie kwituje.

Równość nie jest spełniona, śruba kawituje, należałoby zwiększyć średnicę śruby, aby zapobiec kawitacji.

7.5. Wstępna prognoza prędkości projektowanego okrętu

Trzy prędkości okrętu z otoczenia prędkości kontraktowej wyrażone w węzłach:

v₁ = v_k -1 kn , v₂ = v_k kn , v₃ = v_k +1 kn

Prędkości dopływu wody do śruby:

v_p = v × (1- w)

v_p1 = 6,42 $\frac{m}{s}$

v_p2 = 6,82$\frac{m}{s}$

v_p3 = 7,22$\frac{m}{s}$

Moment obrotowy dostarczony przez silnik do śruby:

Q_D=$\frac{\mathbf{N}_{\mathbf{\text{ec}}}\mathbf{\ }\mathbf{\bullet}\mathbf{\eta}_{\mathbf{w}}\mathbf{\bullet}\mathbf{\eta}_{\mathbf{r}}}{\mathbf{2}\mathbf{\pi}\mathbf{\bullet}\mathbf{n}_{\mathbf{c}}}$

Q_D =760,27 kNm

Współczynnik obciążenia śruby momentem obrotowym:

b_Q=$\sqrt[\mathbf{4}]{\frac{\mathbf{K}_{\mathbf{Q}}}{\mathbf{J}^{\mathbf{5}}}}$=$\sqrt[\mathbf{4}]{\frac{\mathbf{Q}_{\mathbf{D}}\mathbf{\bullet}\mathbf{n}^{\mathbf{3}}}{\mathbf{\rho}\mathbf{\bullet}\mathbf{v}_{\mathbf{p}}^{\mathbf{5}}}}$

b_Q1 = 0,6921 [-]

b_Q2 = 0,7960 [-]

b_Q3 = 0,8762 [-]

Sprawność odczytana z wykresu:

η_p1 = 0,6450 [-]

η_p2 = 0,6140 [-]

η_p3 = 0,5900 [-]

Współczynnik posuwu odczytany z wykresu:

J_opt1 = 0,6380 [-]

J_opt2 = 0,6530 [-]

J_opt3 = 0,5120 [-]

$\frac{H}{D_{}}$ odczytane z wykresu

$\frac{H}{D_{1}}$ = 0,8800 [-]

$\frac{H}{D_{2}}$ = 0,8200 [-]

$\frac{H}{D_{3}}$ = 0,7700 [-]

Wartość średnicy śruby D_opt wyraża się z zależności:

D_opt = $\frac{\mathbf{v}_{\mathbf{p}}}{\mathbf{J}_{\mathbf{\text{opt}}}\mathbf{\bullet n}}$

D_opt1 = 6,71 m

D_opt2 = 5,22 m

D_opt3 = 5,64 m

Jeżeli maksymalna dopuszczalna średnica śruby spełnia relację D_max<D_opt to przyjmuje się D = D_opt i wyznacza:

J_K =$\frac{\mathbf{v}_{\mathbf{p}}}{\mathbf{D}_{\mathbf{\max}}\mathbf{\bullet n}}$

J_K1 = 0,7527 [-]

Wartości η_p, $\frac{H}{D}$ odczytuje sie w punkcie o współrzędnych (b_Q,J_K)

$\frac{H}{D}$ = 1,4000 [-]

η_p1 = 0,6550 [-]

Siła napędzająca:

T_N=$\frac{\mathbf{N}_{\mathbf{D}}\mathbf{\bullet}\mathbf{\eta}_{\mathbf{P}}\mathbf{\bullet}\mathbf{(1}\mathbf{-}\mathbf{t}\mathbf{)}}{\mathbf{v}_{\mathbf{p}}}$

T_N1 = 671,3 kN

T_N2 = 652,8 kN

T_N3 = 603,1 kN

Wykres wartości siły napędzającej T_N i oporu kadłuba R.

Opis Techniczny

Wyporność	D [t]	15 817,95
Długość między pionami	Lpp [m]	142,30
Szerokość	B [m]	19,96
Zanurzenie konstrukcyjne	T [m]	8,05
Wysokość boczna	H [m]	12,46
Współczynnik pełnotliwości kadłuba	δ [-]	0,6749
Moc silnika	Ne [kW]	6 238,71
Nośność	PN[t]	10 100

1. Typ statku

Drobnicowiec uniwersalny, o ładowności 9333,58 t i prędkości 17 kn.

2. Przeznaczenia

Statek jest typu ochronnopokładowca otwartego z możliwością zamknięcia, przeznaczony do przewozu drobnicy, ładunków chłodzonych, ładunków płynnych i ziarna luzem. Transport morski na trasie z Gdynii do Singapuru.

3. Nośność z rozbiciem na składniki

Nośność składa się z mas zapasów: paliwa ciężkiego, paliwa lekkiego, oleju smarowego, wody spożywczej, wody słodkiej użytkowej, prowiantu, masy załogi i pasażerów oraz ładowności.

4. Pojemność ładowni

Ładownie znajdują się od 37 do 171 wręgu. Przewidziano możliwość przewożenia ładunku na pokrywach luków w postaci kontenerów lub gdy ładunek nie mieści się w ładowniach.

5. Prędkość oraz warunki prób

Prędkość statku wynosi 17 kn.

6. Zasięg pływania

Statek płynie z Gdyni do Singapuru pokonując przy tym trasę o długości 8896,3 Mm.

7. Rejon pływania

Przeznaczony jest do operowania na pełnym morzu. Jego rejonem pływania jest

Morze Bałtyckie, Cieśninę Kattegat, Cieśninę Skagerrak, Morze Północne, Cieśninę Kaletańską, Cieśninę La Manche, Ocean Atlantycki, Cieśninę Gibraltarską, morze Śródziemnomorskie, Morze Jońskie, Kanał Sueski, Morze Czerwone, Cieśnina Bab al-Mandeb, Morze Arabskie, Ocean Indyjski, Cieśnina Malakka.

8. Towarzystwo Klasyfikacyjne i klasa

Statek budowany jest zgodnie z przepisami Polskiego Rejestru Statków i spełnia wszystkie wymagania;

Klasa statku:

* KM GENERAL CARGO SHIP 3 HC/ALT

9. Kadłub

Statek jest konstrukcji spawanej, ma jeden pokład ciągły, cztery międzypokładzia, krótką dziobówkę, wychylony dziób z gruszką dziobową, wychyloną rufę pawężową i rufówkę, kadłub statku wykonany został ze stali zwykłej wytrzymałości, poza rejonem śródokręcia, dziobnicy i tylnicy gdzie zastosowano stal :

• materiał – stal okrętowa o normalnej wytrzymałości;

• dno podwójne – na całej długości pomiędzy grodziami kolizyjnymi, system wiązań wytrzymałościowych przewidziano w siłowni,

• grodzie – sześć grodzi poprzecznych: gródź skrajnika rufowego na 12 wręgu, gródź od siłowni na 37 wręgu, grodzie ładowni: czwartej na 69 wręgu, trzeciej na 101 wręgu, drugiej na 133 wręgu, pierwszej, która jest grodzią kolizyjną na 171 wręgu.

• pokład – system wiązań wzdłużny na długości siłowi i przedziału ładunkowego i poprzeczny na obu końcach, zrębnice poziome;

• poszycie – wiązania poprzeczne;

Odstęp wręgowy w skrajniku dziobowym wynosi 600 mm w pozostałej części kadłuba 765 mm. Szerokość luków wynosi 13,97 m.

1. Rodzaj i moc napędu

Statek będzie napędzany silnikiem 5 cylindrowym o mocy 6238,71 kW.

11. Specyfikacja głównych urządzeń

• urządzenia sterowe – elektro-hydrauliczna, tłokowa maszyna sterowa z jednym zespołami napędowymi;

• urządzenia kotwiczno cumownicze – jedna podwójna elektryczna napędzana wciągarka kotwiczna z dwiema głowicami bocznymi, dwa łańcuchy kotwiczne ze stali o podwyższonej wytrzymałości;

• pokrywy lukowe – pokład górny: stalowe, strugo szczelne, otwierane i zamykane windami hydraulicznymi, wytrzymałość pokryw dostosowana do obciążeń trzech warstw pojemników w trzech rzędach;

12. Załoga

Załogę stanowi w sumie 14 osób.

13. Opis pomieszczeń wewnętrznych

Cześć mieszkalno-użytkową ulokowano w nadbudówce na rufie. Przewidziano tu

pomieszczenia dla załogi, mesę załogową i oficerską, kambuz, łazienki, magazyny

żywności i prowiantu. Załogę (z wyjątkiem kapitana pierwszego oficera, mechanika, elektryka i bosmana) ulokowano w dwuosobowych kajutach. Każda kajuta posiada dwa osobne łóżka, szafy, pułki na ubrania i przedmioty osobiste marynarzy. W kabinach wyższych oficerów przewidziano osobne łazienki. Same kajuty są pomalowane w jasne stonowane kolory. Mesa załogowa jak i oficerska zostały wyposażone w stoliki i wygodne siedziska. Ponadto znajduje się tu również telewizor z systemem kina domowego marki LG oraz wysokiej klasy sprzęt nagłaśniający marki LG oraz Xbox 360. Ponadto do dyspozycji załogi pasażerów jest siłownia i mała biblioteka oraz piłkarzyki. W mesie, bibliotece oraz we wszystkich kajutach przewidziano połączenie satelitarne z Internetem aby grać w Xboxa przez Internet.