MÔ HÌNH hóa sự THAY đổi đặc TÍNH vỏ tàu và CHÂN vịt tàu BIỂN CHỞ HÀNG TỔNG hợp ở CHẾ độ đo KIỂM HIỆN tại

HỘI NGHỊ KHCN TOÀN QUỐC VỀ CƠ KHÍ - ĐỘNG LỰC NĂM 2017
Ngày 14 tháng 10 năm 2017 tại Trường ĐH Bách Khoa – ĐHQG TP HCM

MÔ HÌNH HÓA SỰ THAY ĐỔI ĐẶC TÍNH VỎ TÀU VÀ CHÂN VỊT TÀU
BIỂN CHỞ HÀNG TỔNG HỢP Ở CHẾ ĐỘ ĐO KIỂM HIỆN TẠI
T
Tr

N
ng

T
ih

Đ Đ
L u
H ng h i Vi t N m

TÓM TẮT
Trong quá trình khai thác tàu thủy, dưới ảnh
hưởng của các tác nhân vật lý và sinh hóa (hà
bám, các chất nhờn do sên ốc nhả ra, sự thay đổi
trạng thái bề mặt của lớp sơn phủ thân tàu, sự ăn
mòn...) trong môi trường nước biển làm cho bề
mặt phần ngâm nước của thân tàu cũng như chân
vịt sẽ trở nên xù xì (ghồ ghề) hơn. Đó là nguyên
nhân dẫn tới sự thay đổi đặc tính vỏ tàu và chân
vịt so với thời điểm đóng mới, dẫn đến sự thay đổi
mối quan hệ giữa tốc độ tàu, vòng quay chân vịt

và công suất máy chính. Bài báo đề cập đến

phương pháp và kết quả nghiên cứu giải tích về
sự thay đổi đặc tính vỏ tàu và chân vịt trong điều
kiện đo kiểm hiện tại so với các đặc tính chuẩn
của hệ động lực chính diesel máy chính, vỏ tàu và
chân vịt theo hồ sơ kỹ thuật ban đầu. Áp dụng
phương pháp đưa ra vào trong tính nghiệm cho
tàu chở hàng tổng hợp 34000 DWT đóng tại nhà
máy đóng tàu Phà Rừng.

Từ khóa: lực cản, vỏ tàu, chân vịt, độ nhám, hà bám.
1. GIỚI THIỆU
Trong quá trình khai thác tàu, bề mặt ngâm
n ớc của thân tàu và chân vịt chịu nh h ởng
của yếu tố tá động nh : sự ăn mòn; h hỏng về
ơ h c; sự h h i lớp sơn phủ; sự tích tụ của lớp
sơn ũ s u mỗi lần lên đ sơn l i; hà bám; các
vết x ớc trên mặt lớp sơn do vi c chà bỏ các
rong rêu hà bám (sự ô nhiễm bề mặt), độ bóng
không tốt tr ớ khi sơn l i, v.v… Kết qu dẫn
đến tr ng thái bề mặt vỏ tàu và chân vịt trở nên
nhám (ghồ ghề) hơn (xem hình 1), đây hính l
nguyên nhân l m th y đổi lực c n vỏ tàu và các
đặc tính của chân vịt so với th i điểm đóng mới,
từ đó dẫn tới l m th y đổi mối quan h giữa tốc
độ tàu, vòng quay chân vịt và công suất máy
chính của tàu.

Hình 1. Tr ng thái bề mặt vỏ tàu và cánh chân
vịt sau một th i gian khai thác
Từ các vấn đề nêu trên ta thấy rằng, để xác

định ũng nh dự báo đúng đ ợ đặc tính mối
quan h giữa vỏ tàu – chân vịt – máy chính diesel
trong quá trình khai thác tàu, ta cần ph i xây
dựng đ ợc mối quan h giữa tr ng thái bề mặt

Trang 418

ngâm n ớc của vỏ tàu và chân vịt với sự th y đổi
lực c n và hi u suất của tổ hợp thiết bị đẩy so với
th i điểm đóng mới. ây ũng hính l mục tiêu
nghiên cứu của bài báo.
2. SỰ THAY ĐỔI LỰC CẢN VỎ TÀU TRONG
QUÁ TRÌNH KHAI THÁC
2.1.Phân loại độ nhám và các tác nhân gây ra
độ nhám thân tàu trong khai thác
ộ nhám bề mặt vỏ tàu có thể xem nh l
tổng của hai thành phần gồm độ nhám vĩnh viễn
v độ nhám t m th i [11].
ộ nhám vĩnh viễn là bề mặt ơ sở sau khi
đóng t u hoặ s u khi lên đ , không thể lo i bỏ
bằng các lớp sơn tiếp theo. ộ nhám vĩnh viễn
phụ thuộ v o điều ki n b n đầu của các tấm tôn
và tr ng thái của lớp sơn phủ, sự rão hó v ăn
mòn của vỏ t u. ộ nhám của các tấm tôn ở các
t u đóng mới ở vào kho ng 80 đến 120 m. Hàng
năm độ nhám vĩnh viễn tăng lên kho ng 10m đối
với tàu sử dụng lớp sơn ó hi u qu cao và có
ca-tốt b o v , tăng 75150m đối với các tàu sử
dụng sơn thông th ng và không có ca-tốt b o
v [5].

ộ nhám t m th i l độ nhám đ ợc sinh ra do
nhiều nguyên nhân khá nh u nh : do rong rêu
hà bám trên bề mặt vỏ tàu; do lớp sơn phủ bị
bong ra; do sự ăn mòn…. H ng năm độ nhám
t m th i có thể tăng kho ng 30 đến 60μm/năm
tùy thuộ v o vùng bơi lội của tàu và tr ng thái
lớp sơn hống hà [5].
2.2. Ả h h ởng của độ hám đến lực cản vỏ
tàu


HỘI NGHỊ KHCN TOÀN QUỐC VỀ CƠ KHÍ - ĐỘNG LỰC NĂM 2017
Ngày 14 tháng 10 năm 2017 tại Trường ĐH Bách Khoa – ĐHQG TP HCM

Ảnh h ởng củ độ nhám có thể xem nh l
thành phần lực c n ma sát bổ sung vỏ tàu. Mức
tăng lực c n do nh h ởng củ độ nhám bổ sung
(gồm c độ nhám vĩnh viễn lẫn độ nhám t m th i)
vào kho ng (2÷4)% CF/ tháng (CF – là h số lực
c n ma sát) so với t u đóng mới. Nếu h số lực
c n ma sát chiếm 60% h số lực c n chung của
tàu CT (đối với phần lớn các tàu vận t i thấp tốc),
khi đó CT sẽ tăng từ (1÷2)%/tháng, nghĩ l một
năm lực c n vỏ tàu sẽ tăng lên (10÷30)% [4].
Trên hình 2 biểu diễn kết qu thực nghi m đ ợc
kh o sát trên rất nhiều tàu về nh h ởng mức
tăng độ nhám v h bám đến lực c n vỏ tàu.

Hình 2. Mứ tăng độ nhám v h bám đến lực
c n vỏ tàu t i á năm khá nh u trong vòng đ i

của tàu [4]
Trên hình 2 ta thấy rằng, khi t u lên đ định kỳ
v sơn l i vỏ tàu, lực c n vỏ tàu sẽ gi m xuống,
mức gi m này chính bằng mứ tăng lực c n vỏ
t u do rong rêu h bám (độ nhám t m th i). Khi
chúng ta làm s ch l i bề mặt vỏ tàu, sẽ làm s ch
đ ợc lớp hà bám trên bề mặt vỏ t u ũng nh
gi m đ ợc một phần độ nhám bề mặt thân tàu
(độ nhám vĩnh viễn), từ đó l m cho lực c n vỏ tàu
gi m với mức gi m bằng mứ tăng lực c n vỏ tàu
do rong rêu h bám v do độ nhám vỏ tàu gây ra.
S u khi lên đ sơn l i phần vỏ tàu thì ta vẫn
không thể gi m đ ợc phần tăng lực c n do độ
nhám gây ra (kho ng 10% lực c n vỏ tàu). Thành
phần lực c n nhám này chỉ có thể gi m đi đ ợc
kho ng 50% nếu sau th i gian khai thác ta tiến
hành làm s h v sơn hống hà cho vỏ tàu.
2.3.

Đặ tí h ủa vỏ tàu ở hế độ iám sát

Lự
n vỏ t u ở hế độ giám sát (RHT) hi n
t i d ới á điều ki n môi tr ng khá nh u có
thể đ ợ biểu diễn qu á th nh phần lự
n
sau:
RHT  RF  ( Rst  Rh  Rk  RAW  RWAA )

(1)

Trong đó: Rst , Rh , Rk , RAW , RWAA - là các
th nh phần lự
n ủ t u t i th i điểm đóng
mới gồm: lự
n ủ t u trên n ớ tĩnh; lự
n
bổ sung ủ t u khi h y trong vùng n ớ nông;
lự
n bổ sung ủ t u khi h y trong kênh; lự
n bổ sung ủ t u khi gặp sóng; lự
n bổ
sung ủ t u khi gặp gió. Vi
mô phỏng á
th nh phần lự
n nêu trên đã nhóm tá gi trình
bày trong [1, 2].
n bổ sung ủ t u
RF - l th nh phần lự
do nh h ởng ủ độ nhám vỏ t u đ ợ sinh r

trong quá trình kh i thá , đ ợ
ông thứ :

RF  CF

xá

1
V 2 S , kN

2

định theo

(2)

Trong đó: S – l di n tí h mặt ớt ủ vỏ t u,
m2 ông thứ xá định nó đã đ ợ trình b y trong
[1];  - l tr ng l ợng riêng ủ n ớ , t/m3; V – là
tố độ t u, m/s; CF - l h số gi tăng lự
n
ma sát do nh h ởng ủ độ nhám vỏ t u đ ợ
sinh ra trong quá trình khai thác.
ể xá định h số CF , t
ó thể sử dụng
ông thứ thự nghi m ủ Townsin, đây l ông
thứ đ ợ Hội nghị Bể thử quố tế lần thứ 19
(19th ITTC 1990) khuyến nghị áp dụng v ông
thứ n y tiếp tụ đ ợ ITTC lần thứ 24 v 25 [9 ,
10] th o luận v đ
v o khuyến nghị áp dụng.
H số CF đ ợ xá định [5, 14]:
CF  0,044[(k / L)1/3  10.Re1/3 ]  0,000125

(3)

ở đây: L (m) – l hiều d i đ ng n ớ ủ t u; k
(m) – l độ nhám trung bình vỏ t u ở tr ng thái
hi n t i; Re – l số Reynold.
ộ nhám trung bình vỏ t u k ở tr ng thái giám

sát đ ợ xá định theo ông thứ [9]:
m

k

 w (MHR)
j

j 1

j

, m

m

 wj

(4)

j 1

trong đó: MHR – l độ nhám trung bình (mean
hull roughness) ở từng vị trí riêng bi t cách nhau
50 mm chiều dài trên bề mặt vỏ t u, độ nhám này
đ ợ xá định theo công thức (5); wj – là hàm
đánh giá phụ thuộc vào vị trí của phần khu vực
trên bề mặt vỏ tàu.

 MHR  j 

1
nj

nj

h ,
ij

i 1

(5)

ở đây: hij - là các giá trị Rt(50) riêng bi t đ ợ đo
t i vị trí i củ đo n thứ j với chiều dài 50 mm.
Nếu wj  const cho tất á

á đo n j, ta có:

m

 (MHR)

j

(6)
m
Tiêu chuẩn đo độ nhám vỏ tàu sử dụng hi n
nay trong ngành hàng h i là Rt(50). Tiêu chuẩn
n y xá định: pe k to pe k (độ cao từ đỉnh cao

nhất đến chỗ lõm nhất) trên 50 mm chiều dài bề
mặt vỏ t u, nh đ ợc mô t trong hình 3. Khi
kh o sát vỏ tàu, ta xác định đ ợc các giá trị
Rt(50) ở từng vị trí riêng bi t (j) trên bề mặt vỏ tàu
v s u đó tính đ ợc giá trị độ nhám trung bình
k

j 1

Trang 419


HỘI NGHỊ KHCN TOÀN QUỐC VỀ CƠ KHÍ - ĐỘNG LỰC NĂM 2017
Ngày 14 tháng 10 năm 2017 tại Trường ĐH Bách Khoa – ĐHQG TP HCM

(Rt)j t i vị trí đó [10], giống nh
thức (6).

Hình 3.

ịnh nghĩ vi

áp dụng công

đo giá trị Rt(50)

Nh vậy, để xá định đ ợc mứ tăng lực c n
do th y đổi độ nhám vỏ tàu, chúng ta cần ph i
xá định đ ợc giá trị Rt(50).
Vi c sử dụng Rt(50) để đ i di n cho các bề

mặt không đồng nhất nh vỏ tàu dẫn đến nhiều
tranh luận v h
ó đ ợc sự thống nhất. B n
chất của các bất đồng qu n điểm dựa trên các
tiêu chuẩn dự đoán tổn thất công suất do độ
nhám của vỏ tàu sinh ra [5]. Với ph ơng pháp
này, bề mặt độ nhám củ t u đ ng giám sát đ ợc
so sánh với bề mặt của các b n sao (mẫu) của
á t u đ ng ho t động. Các bề mặt mẫu n y đã
đ ợc thử nghi m trong mô hình ống n ớ để xác
định lực c n của chúng. Sau khi ch n một tấm
b n sao cụ thể l đ i di n cho một bề mặt thân
tàu cụ thể, tiến hành phân tích lý thuyết và tính
tổn thất công suất bằng cách sử dụng sơ đồ liên
qu n đến các thành phần chính của h động lực
chính lai chân vịt.
Ngoài vi xá định h số k dựa vào vi c xác
định Rt(50), ta có thể xá định sơ bộ tr ng thái
thái bề mặt vỏ tàu qua vi c quan sát bằng mắt
th ng nh trên b ng 2.
Bảng 1. B ng xá định giá trị k dựa trên bề mặt
vỏ tàu [15]
Giá trị
Trạng thái bề mặt vỏ tàu
k, m
Bề mặt trơn nhẵn
Khi lớp sơn phủ AF (AntiFingerprint Co ting) h
bị h
hỏng
Khi có sự h hỏng lớp sơn hoặc

chất nhớt do sên ốc nh ra ít
Khi chất nhớt do sên ốc nh ra bao
quanh vỏ tàu là khá lớn
Khi thân tàu bị vôi hóa nhẹ bề mặt
Khi thân tàu bị vôi hóa mức trung
bình
Khi thân tàu bị vôi hóa nặng

0
30
100
300
1000
3000
10 000

3. SỰ THAY ĐỔI ĐẶC TÍNH CHÂN VỊT
TRONG QUÁ TRÌNH KHAI THÁC
3.1. Sự thay đổi hiệu suất chân vịt
Chân vịt ho t động d ới n ớc nên sau một
th i gi n kh i thá , d ới tác dụng củ điều ki n

Trang 420

môi tr ng sẽ l m th y đổi hi u suất của chân vịt
do các nguyên nhân chủ yếu sau [11]:
- sự phát triển của sinh vật biển trên cánh
chân vịt (hà bám);
- h hỏng sau va ch m;
- sự ăn mòn;

- xói mòn bởi xâm thực cánh chân vịt.
Các tác gi đã nghiên ứu, phân tích nh
h ởng củ độ nhám (do hà bám) cánh chân vịt
đến hi u suất của nó. Còn vi c nghiên cứu xác
định h số nh h ởng từ độ nhám vỏ tàu, chân vịt
(th i gian khai thác sau lần lên đ l m s ch vỏ
tàu, chân vịt gần nhất) đến sự th y đổi đặc tính
tiêu thụ của chân vịt và vỏ tàu có thể tham kh o
t i tài li u [3].
3.2. Hiệu suất của chân vịt ở chế độ giám sát
Công thức tính hi u suất của chân vịt η0 tự do
lo i truyền thống ở th i quan sát và th i điểm
đóng mới là giống nh u v đ ợ xá định qua
biểu thức:

02 

J KT 2
;
2 KQ 2

(7)

trong đó: J– b ớc tiến t ơng đối của chân vịt; KT2
– h số lự đẩy của chân vịt; KQ2 – h số mô men
chân vịt. Giá trị củ á đ i l ợng này phụ thuộc
vào vòng quay của chân vịt và các thông số hình
h c của chân vịt (tỷ số b ớc; tỷ số đĩ ; số cánh
của chân vịt và tr ng thái bề mặt cánh chân vịt).
Trong quá trình khai thác, cánh chân vịt trở

nên ghồ ghề hơn (độ nhám tăng) từ đó sẽ nh
h ởng đến hi u suất theo 2 á h s u: l m tăng
h số mô men của chân vịt và làm gi m h số lực
đẩy của chân vịt. Sự th y đổi h số mô men và h
số lự đẩy của chân vịt ở th i điểm giám sát so
với hồ sơ t u đóng mới, có thể đ ợ xá định
theo công thức [6]:
KT 2  KT 1  KTD  KTL ;
(8)
KQ 2  KQ1  KQD  KQL
trong đó: KT2, KQ2, KT1, KQ1 - lần l ợt là h số lực
đẩy và h số mô men t i th i điểm quan sát và
th i điểm t u đóng mới. Các h số KT1, KQ1 cho
t u đóng mới đã đ ợc trình bày trong [1, 5].
ΔKTD, ΔKQD – sự th y đổi h số lự đẩy và h
số mô men của chân vịt do lực c n cánh của nó
tăng lên (do tăng độ nhám).
ΔKTL, ΔKQL – sự th y đổi h số lự đẩy và h
số mô men của chân vịt do sự l u thông dòng
gi m, từ đó l m gi m h số lực nâng.
Cá đ i l ợng ΔKTD, ΔKQD, ΔKTL và ΔKQL có
thể đ ợ xá định dự trên á đề xuất của ITTC
1978 Performance Committee [12] và dựa trên
các kết qu nghiên cứu của Lindgren và Bjarne
[13], Aucher [7], và Lerbs [8]:
P c.Z
KT  0,3.CD .
(9)
D D

HỘI NGHỊ KHCN TOÀN QUỐC VỀ CƠ KHÍ - ĐỘNG LỰC NĂM 2017
Ngày 14 tháng 10 năm 2017 tại Trường ĐH Bách Khoa – ĐHQG TP HCM

KTL

c.Z
KQ  0, 25.CD .
D
0, 733  0,132 J 2
c

Z   CL
2
 D 0,75
1  0,180( P / D)

KQL 

0,117  0, 021J 2

c
Z   CL
2
 D 0,75
1  0,180( P / D)

(10)

điểm đo kiểm hi n t i; giá trị 150.10-6 – l độ

nhám tiêu chuẩn của vỏ tàu t i th i điểm đóng
mới.

(11)

4. VÍ DỤ TÍNH ĐẶC TÍNH VỎ TÀU VÀ CHÂN VỊT

(12)

Trong đó: P/D – tỷ số b ớc chân vịt; c – chiều
dài cánh chân vịt đo đến 0,75 đ ng kính chân
vịt; Z – số cánh chân vịt; ΔCD , ΔCL – sự th y đổi
của h số lực c n (CD) và lực nâng (CL) giữa th i
điểm đo kiểm hi n t i v đóng mới.
H số CD ở th i điểm đóng mới và t i th i
điểm qu n sát đ ợ xá định [11]:
t
c

CD  2 1  2  . 1,89  1, 62log

c 
kp


2,5


(13)



trong đó: t – độ dày củ
ánh đo t i bán kính
0,75R; c – chiều d i ánh đo đến 0,75R; kp – độ
nhám trung bình của cánh chân vịt (ở th i điểm
đóng mới, có giá trị 30m [6].
Quan h giữa sự nh h ởng củ độ nhám lên
h số lực nâng và h số lực c n theo ITTC-78
[12] đ ợ xá định theo công thức:
CL  1,1CD
(14)
3.3. Sự thay đổi á hệ số t ơ
tá
iữa vỏ
tàu và hâ vịt

Cá nghiên ứu thự nghi m hỉ r rằng, khi
ó sự th y đổi độ nhám vỏ t u v hân vịt do rong
rêu h bám sẽ dẫn tới sự th y đổi h số dòng
theo, á h số òn l i (h số lự hút; h số nh
h ởng ủ dòng theo không đều đến mô men
thủy động ủ hân vịt) t i th i điểm giám sát v
đóng mới không khá bi t [8].
B n chất vật lý của sự th y đổi h số dòng
theo đó l do sự xuất hi n độ nhám trên cánh
chân vịt nên dẫn tới sự th y đổi điều ki n dòng
ch y trên cánh chân vịt phía sau thân tàu, kết hợp
với đó l sự gi tăng độ nhám vỏ tàu trong quá
trình khai thác, từ đó dẫn tới sự th y đổi h số
dòng theo.

Theo [6] h số dòng theo của tàu t i th i điểm
đo kiểm đ ợ xá định qua biểu thức sau:
CS  CF1  CF 2

(15)

Từ ơ sở lý thuyết nêu trên á tá gi áp
dụng để tính đặ tính vỏ t u v hân vịt ho một
t u ụ thể. Nhóm tá gi lự h n t u hở h ng
r i 34000 DWT đóng t i nh máy đóng t u Ph
Rừng [4], tính toán trên n ớ tĩnh.
Đầu vào. Kí h th ớ (m): Chiều d i đ ng
n ớ L = 179,95; hiều d i h i đ ng vuông gó
Lpp = 176,75; hiều rộng t u B = 30; hiều hìm T
=9,75; ho nh độ tâm nổi XB = 3,849; á h số
béo: CB = 0,8137; CWP = 0,9606; CM = 0,995; di n
tí h tiết di n ng ng ủ mũi qu lê t i đ ng
2
vuông gó mũi ABT = 14,85 m ; o độ tr ng tâm
ủ di n tí h ABT, hB = 5,85 m; Thông số hình
dáng đuôi t u Cstern = -22; đ ng kính hân vịt DP
= 5,6 m; số ánh hân vịt Z = 4; số hân vịt Zp =
1; Tỷ số b ớ ủ hân vịt h= P/D = 0,73; Tỷ số
đĩ
ủ
hân vịt AE/AO = 0,85; hiều d i ánh
hân vịt = 2,48 m; t = 0,252 m đo t i vị trí bán
kính 0,75R ủ
hân vịt; độ nhám thân t u do
rong rêu hà bám k = 3000 m; độ nhám ủ ánh

hân vịt t i th i điểm đo kiểm kp2 = 650m; độ
nhám ủ
ánh hân vịt t i th i điểm đóng mới
kp1 = 30m.
R , kN
900
800

Lực cản vỏ tàu ở thời
điểm đo kiểm hiện tại

700
600
500

Lực cản vỏ tàu đóng mới

400
300
200
8

10

12

14

16

Vs, Knots

Hình 4. ồ thị qu n h giữ tố độ t u với lự
n vỏ t u ở th i điểm đo kiểm hi n t i v t u
đóng mới khi h y trên n ớ tĩnh
KT, KQ, η0
0,80

η01 với độ nhám 30 m

0,70

η02 với độ nhám 650 m

0,60
0,50
0,40

Trong đó:

  150.106 1/3

3
CF 1  105 
  0, 64  .10
L
 

WL


CF 2

  k 1/3

 105  s   0, 64  .103
  LWL 


10KQ1
0,30

10KQ2

0,20

KT1
KT2

0,10
0,00
0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1 J

Hình 5. ồ thị qu n h giữ KT, KQ v η0 cho
chân vịt t i th i điểm đóng mới v th i điểm đo
kiểm hi n t i

Ở đây: LWL – là chiều d i đ ng n ớc của tàu;
ks– l biên độ nhám trung bình của vỏ tàu t i th i

Trang 421


HỘI NGHỊ KHCN TOÀN QUỐC VỀ CƠ KHÍ - ĐỘNG LỰC NĂM 2017
Ngày 14 tháng 10 năm 2017 tại Trường ĐH Bách Khoa – ĐHQG TP HCM

5. KẾT LUẬN

Wt
0,40
Wt1

0,35
0,30
Wt2
0,25
0,20
0,15
0,10
8

9

10

11

12

13

14

15

V, knots

Hình 6. ồ thị biểu diễn sự th y đổi h số
dòng theo t i th i điểm giám sát so với th i điểm
đóng mới
Kết qu tính toán đ ợ thể hi n trên hình 4, 5
và hình 6.

Qu n h giữ tố độ t u với lự
n vỏ t u ở
th i điểm qu n sát v khi t u đóng mới, h y trên
n ớ tĩnh đ ợ thể hi n trên hình 4.
Kết qu tính (hình 4) hỉ r rằng, lự
n vỏ
tàu khi bị vôi hó trung bình lớn hơn kho ng từ 28
đến 30% so với lự
n vỏ t u đóng mới.
Ngo i r , khi độ nhám ủ ánh hân vịt tăng
từ 30m lên 650m, hi u suất ủ thiết bị đẩy ó
thể tổn thất từ 8 đến 35% tùy thuộ v o b ớ tiến
t ơng đối J ủ hân vịt (hình 5).
Khi độ nhám vỏ t u t i th i điểm đo kiểm l ks
= 3000 m, sẽ l m ho h số dòng theo ủ t u
gi m từ 32 đến 46% tùy thuộ v o tố độ t u so
với th i điểm đóng mới (hình 6).

Trên ơ sở nghiên cứu sự th y đổi đặc tính
của vỏ tàu và chân vịt ở chế độ giám sát (đo
kiểm) hi n t i, b i báo đã gi i quyết đ ợc các vấn
đề sau:
- ã phân tí h đ ợc nguyên nhân và mô hình
đánh giá sự gi tăng lực c n vỏ tàu, sự tổn thất
hi u suất chân vịt ũng nh h số dòng theo ở
th i điểm đo kiểm hi n t i so với th i điểm tàu
đóng mới;
- Xây dựng đ ợc mô hình quan h gi i tích
giữ độ nhám vỏ tàu và chân vịt với lực c n và
hi u suất của thiết bị đẩy, phục vụ cho vi c mô

phỏng, xá định đặc tính của chân vịt ở các chế
độ khai thác hi n t i;
- Áp dụng lý thuyết đ
r để xây dựng đặc
tính vỏ tàu và chân vịt ở các chế độ khai thác hi n
t i (trên n ớ tĩnh) ho t u h ng r i 34000 DWT
đóng t i nh máy đóng t u Ph Rừng. Kết qu
tính đ
r phù hợp với quy luật th y đổi lực c n
và hi u suất của chân vịt sau một th i gian khai
thác.
- iểm khó khăn hi n t i: các tác gi h
thu
thập đ ợc các số li u khai thác cần thiết (vì tàu
đ ng kh i thá trên tuyến quốc tế, xa Vi t Nam)
nên h
ó kết qu thực tế để so sánh với kết
qu tính, vì vậy độ tin cậy củ mô hình thu đ ợc
ho đối t ợng tàu cụ thể 34000 DWT h
đ ợc
chứng minh. Tuy nhiên kết qu thu đ ợ đối với
tàu này hoàn toàn phù hợp, tuân theo quy luật
chung từ các kết qu nghiên cứu đối với tàu biển
chở hàng tổng hợp, đã đ ợ đ
r từ các tài
li u chuyên ngành [3, 5, 9, 10, 14,15].

TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1]. L ơng Công Nhớ, ỗ ứ L u, Trần Ng
Tú (2016). Mô hình hó đặ tính vỏ t u, hân

vịt trên t u biển hở h ng tổng hợp trong
điều ki n kh i thá bình th ng. T p hí
Kho h Công ngh H ng h i số 46. ISSN
1859-316X, Tr.4-8.
[2].

[3]

ỗ ứ L u, L ơng Công Nhớ, Trần Ng
Tú (2016). Xây dựng mô hình hứ năng h
động lự
hính Diesel-vỏ t u- hân vịt trên
t u biển hở h ng tổng hợp, t i á hế độ
khai thác đặ bi t. T p hí Kho h
Công
ngh H ng h i số 48. ISSN 1859-316X. Tr. 3
– 9.
ỗ ứ L u (2005), “Dự báo đặ tính ủ h
động lự hính diesel t u thủy khi th y đổi
tr ng thái kỹ thuật ủ vỏ t u, hân vịt”. T p
hí Gi o thông vận t i, số 8/2005.

[4]. Nh máy đóng t u Ph
34000 DWT.

Trang 422

Rừng. Hồ sơ t u

[5]. Molland, Anthony F. Ship resistance and

propulsion: practical estimation of ship
propulsive power. ISBN 978-0-521-76052-2.
[6]. Miro Kresic, Bruce Haskell. Effects of
propeller Design-point definition on the
Performance of a Propeller/Diesel Engine
System with Regard to in-Service roughness
and
weather
condition.
SNAME
Transactions, Vol. 91, 1993, pp.159-224.
[7]. M. Au her, „Useful Points of View on the
Se tion Dr g on Propeller Ch r teristi s,“
prepared for the International Towing Tank
Conference,
Performance
Committee
Meetings, Trondheim, Norway, Sep. 1973.
[8]. H.Lerbs, „On the Effe ts of s le nd
Roughness on Free Runging Propeller“,
Journal of the American Society of Naval
Engineers, No/ 1, 1951.


HỘI NGHỊ KHCN TOÀN QUỐC VỀ CƠ KHÍ - ĐỘNG LỰC NĂM 2017
Ngày 14 tháng 10 năm 2017 tại Trường ĐH Bách Khoa – ĐHQG TP HCM

[9]. ITTC Report of Specialist Committee on
Powering Performance and Prediction, 24th
International Towing Tank Conference,

Edinburgh, 2005.
[10]. ITTC Report of Specialist Committee on
Powering Performance Prediction, 25th
International Towing Tank Conference,
Fukuoka, 2008.
[11].

J S Carlton. Marine Propellersand
Propulsion, 2nd ed. ISBN: 978-07506-81506.

[13]. Report of the performance committee, 14th
Intermational Towing Tank Conference,
Ottawa. Vol.3, 1975.
[14]. Townsin, R.L (1985). The ITTC line–its
genesis and correlation allowance. The
NavalArchitect, RINA, London, September
1985, pp. E359–E362.
[15]. P. Schultz, Michael. Effects of coating
roughness and biofouling on ship resistance
and powering. Biofouling, 2007; 23(5): 331 –
341.

[12]. Proceedings, 15th Intermational Towing
Tank Conference, M. W. C. Oosterveld, Ed.,
Vol. I, The Hague, Sep. 1978.

Trang 423


HỘI NGHỊ KHCN TOÀN QUỐC VỀ CƠ KHÍ - ĐỘNG LỰC NĂM 2017

Ngày 14 tháng 10 năm 2017 tại Trường ĐH Bách Khoa – ĐHQG TP HCM

Trang 424