Управление техническим использованием энергетической установки БАТМ пр.1288

Таблица 12.2 - Изменение температуры газов в цилиндре в процессе нагароотложения на днище поршня

Д, Мм	, К	, К	, К	, К	, К
0	323,0	720,3	1429,6	818,5	822,8
0,5	323,0	730,7	1486,1	826,9	841,6
1,0	323,0	735,9	1513,5	834,3	851,6
1,5	323,0	741,9	1551,3	842,7	864,7
2,0	323,0	744,5	1560,6	850,5	869,6
2,5	323,0	754,9	1574,2	857,8	877,4
3,0	323,0	758,4	1586,5	865,0	883,2



В процессе нагароотложения на днище поршня с 0 до 3 мм средняя температура за такт наполнения не изменилась; температура за такт сжатия повысилась с 720,3 до 758,4 К (на 5,3%); температура за такт расширения повысилась еще значительнее с 1429,6 до 1586,5 К (на 11,0%); температура за такт выпуска повысилась с 818,5 до 865,0 К (на 5,6%).

Средняя температура цикла повысилась на 7,3%

Рисунок 12.1 - Изменение температуры газов в цилиндре в процессе нагароотложения на днище поршня

Средние значения коэффициентов теплоотдачи за такты сжатия

и расширения

находились по методу термодинамической аппроксимации с учетом определения их мгновенных значений по формуле Эйхельберга [3].

Формула Эйхельберга для определения коэффициента теплоотдачи от газов к стенкам камеры сгорания имеет вид:

, (9)

где Рг - текущее значение давления в цилиндре (кг/cм2);

Тг - текущее значение температуры газов в цилиндре (К);

м/с - средняя скорость поршня.

Среднее значение коэффициента теплоотдачи за весь такт наполнения определится выражением:

(10)

Среднее значение коэффициента теплоотдачи за весь такт сжатия определится выражением:

(11)

Среднее значение коэффициента теплоотдачи за весь такт расширения определится выражением:

(12)

Среднее значение коэффициента теплоотдачи за весь такт выпуска определится выражением:

(13)

Результаты расчета коэффициентов теплоотдачи от газов в стенки цилиндра в процессе нагарообразования на донышке поршня представлены в таблице 12.3. и на рисунке 12.2

Таблица 12.3 - Результаты расчета коэффициентов теплоотдачи от газов в стенки цилиндра в процессе нагарообразования на донышке поршня

, мм	,	,	,	,	,
0	119,3	1305	2023	201,9	912,3
0,5	119,3	1314	2062	202,9	924,5
1,0	119,3	1319	2081	203,8	930,7
1,5	119,3	1324	2107	204,8	938,7
2,0	119,3	1327	2114	205,8	941,5
2,5	119,3	1336	2123	206,6	946,2
3,0	119,3	1339	2131	207,5	949,2

В процессе нагароотложения на днище поршня с 0 мм до 3 мм средний коэффициент теплоотдачи за такт наполнения не изменялся.

Коэффициент теплоотдачи за такт сжатия увеличился с 1305 до

1339 (на 2,6%), за такт расширения увеличился с 2023 до 2131 (на 5,3%).

Средний коэффициент теплоотдачи за такт выпуска увеличился с 201,9 до 207,5 (на 2,7%).

Средний коэффициент теплоотдачи за цикл увеличился с 912,3 до 949,2 (на 4,0%).

Рисунок 12.2 - Изменение коэффициентов теплоотдачи в стенке цилиндра в процессе нагароотложения на днище поршня

Расположение расчетных точек цилиндровой втулки двигателя 6ЧН 40/46 представлено на рисунке 12.3

Расстояния расчетных поясов втулки цилиндра от верхней кромки были приняты:

1. - 10мм, 2. - 30мм, 3. - 60мм, 4. - 100мм, 5. - 150мм, 6. - 250мм.

Рисунок 12.3 - Расположение расчетных точек цилиндровой втулки двигателя 6ЧН 40/46

При расчете температуры втулки цилиндра по поясам в процессе нагароотложения на днище поршня количество теплоты, передаваемое деталям цилиндра, определялось по формуле:

При расчете температуры втулки цилиндра по поясам в процессе нагароотложения на днище поршня количество теплоты, передаваемое деталям цилиндра, определялось по формуле:

, (14)

где 205 г/(кВт·ч) - удельный расход топлива;

= 550 кВт - эффективная мощность одного цилиндра;

кДж/кг - теплота сгорания топлива;

= 0,15 … 0,20 - коэффициент, характеризующий долю теплоты, передаваемой деталям цилиндра. (Принимаем = 0,17).

Количество теплоты, передаваемое стенкам цилиндра в процессе нагароотложения (в дискретные периоды времени):

(15)

Количество теплоты, принимаемое поршнем в процессе нагароотложения (при определенной толщине слоя нагара, таблица 12.4):

(16)

где - температура воздуха, поступившего в цилиндр;

- эквивалентная температура газов в цилиндре в заданный момент времени;

Общее тепловое сопротивление поршня с нагароотложениями на днище поршня :

(17)

где

тепловые сопротивление поршня с нагароотложениями;

тепловые сопротивление юбки поршня;

тепловые сопротивление втулки цилиндра.

Тепловое сопротивление поршня с нагароотложениями:

(18)

где - тепловоспринимающая поверхность поршня;

- толщина слоя нагара;

- коэффициент теплопроводности нагара;

- условная толщина днища поршня;

- площадь днища поршня;

- диаметр поршня;

- коэффициент теплопроводности материала поршня;

- средний за цикл коэффициент теплоотдачи;

- безразмерная тепловая характеристика поршня в точке C.

Тепловое сопротивление юбки поршня:

(19)

где - коэффициент теплопроводности материала юбки поршня.

Тепловое сопротивление втулки цилиндра:

(20)

где - коэффициент теплоотдачи от втулки к охлаждающей среде;

- коэффициент теплопроводности материала стенки втулки цилиндра;

- высота поршня, м.

Удельная тепловая нагрузка втулки цилиндра:

(21)

где - приведенная поверхность стенки втулки цилиндра, через которую передается количество теплоты .

Поверхность стенки высчитывается по формуле:

(22)

где - радиус цилиндра, м;

- высота поверхности через которую передаётся теплота, м.

Удельная тепловая нагрузка поршня:

(23)

где - приведенная поверхность поршня, через которую передается количество теплоты .

Поверхность поршня определяется по формуле:

(24)

где - радиус поршня, м;

- высота до первого компрессионного кольца, м.

Тепловое сопротивление поршня с нагароотложениями:

Тепловое сопротивление юбки поршня :

Тепловое сопротивление втулки цилиндра:

Общее тепловое сопротивление поршня с нагароотложениями на днище поршня :

Количество теплоты, принимxаемое поршнем в процессе нагароотложения:

Удельная тепловая нагрузка втулки цилиндра:

Количество теплоты, передаваемое стенкам цилиндра в процессе нагароотложения:

Удельная тепловая нагрузка втулки цилиндра:

Результаты расчета представлены в таблице 12.4 и на рисунках 12.4 - 12.7

Таблица 12.4 - Результаты расчета

, м	, Вт/град	, Вт/град	, Вт/град	, Вт/град	, кВт	, кВт/	, кВт	, кВт	, кВт/
0	11,12	6,51	2,445	17,632	47,92	177,45	208,1	160,18	277,24
0,0005	11,16		2,443	17,672	47,81	176,63		160,29	277,73
0,0010	11,20		2,440	17,712	47,70	175,82		160,40	278,22
0,0015	11,25		2,438	17,762	47,57	174,93		160,53	278,75
0,0020	11,29		2,436	17,802	47,46	174,13		160,64	279,25
0,0025	11,33		2,434	17,842	47,36	173,36		160,74	279,73
0,0030	11,37		2,432	17,882	47,25	172,56		160,85	280,23

Рисунок 12.4 - Количество теплоты, передаваемое стенкам цилиндра в процессе нагароотложения , кВт

Рисунок 12.5 - Изменение удельной тепловой нагрузки стенок цилиндра в процессе нагароотложения, кВт/

Рисунок 12.6 - Количество теплоты, передаваемое поршню в процессе нагароотложения , кВт

Рисунок 12.7 - Изменение удельной тепловой нагрузки поршня в процессе нагароотложения, кВт/

Температура зеркала по поясам определялась с учетом увеличения удельной тепловой нагрузки в процессе нагароотложения на днище поршня.

При этом разность между текущей температурой стенки втулки цилиндра и температурой охлаждающей среды находились из выражения:

(25)

;

где - средний наружный радиус втулки цилиндра, м;

- внутренний радиус втулки цилиндра, м;

-коэффициент теплоотдачи от газов в охлаждающую среду,

- коэффициент теплопроводности материала втулки цилиндра от газов в охлаждающую среду,

Изменение температуры втулки цилиндра в процессе нагароотложения на днище поршня представлено в таблице 12.5 и на рисунке 12.9

Таблица 12.5 - Изменение температуры втулки цилиндра в процессе нагароотложения на днище поршня

, мм
0	189,4	171,1	151,6	142,9	141,8	135,3
0,5	190,5	172,1	152,6	144,0	142,9	136,4
1,0	193,8	175,4	154,8	146,1	145,1	138,6
1,5	194,9	180,8	161,3	150,5	149,4	141,8
2,0	200,3	184,1	165,6	153,7	151,6	146,1
2,5	204,6	186,2	170,0	159,2	156,9	151,6
3,0	208,9	192,7	174,3	163,5	161,3	155,9

В связи с отсутствием аппарата для расчета температуры зеркала цилиндра использованы экспериментальные данные [7], полученные при стендовых испытаниях высокооборотного дизеля с корректирующей поправкой учитывающей отличие в уровнях форсировки экспериментального и исследуемого дизеля.

Поправка принята на основании разниц температур по циклу расширения рабочего процесса.

На основании полученных данных, видно, что температура внутренней поверхности в различных поясах втулки цилиндра по мере увеличения нагароотложения увеличивается.

В результате нагароотложений на днище поршня с величины 0мм до 3мм, температура втулки в верхнем поясе увеличилась с 189,4 до 208,9 оС( на 10,3%), а в нижнем поясе с 135,3 до 155,9 оС ( на 15,2% ).

Рисунок 12.8 - Изменение температуры втулки цилиндра в процессе нагароотложения на днища поршня

Расположение расчетных точек на поршне двигателя 6 ЧН 40/46 представлено на рисунке 12.9

Значения расчетных точек:

т.1 - 30 мм от края днища поршня; т.3 - 130 мм от края днища поршня;

т.2 - 80 мм от края днища поршня; т.4 - 250 мм от края днища поршня.

Рисунок 12.9 - Расположение расчетных точек на поршне двигателя

6 ЧН 40/46

Температура юбки поршня в определенных точках:

(26)

где - средняя температура стенки втулки цилиндра в заданный дискретный момент времени в процессе нагароотложения;

- температурный перепад относительно втулки цилиндра в определенный промежуток времени в точке i.

Значение температурного перепада относительно втулки цилиндра для точки 1:

(27)

где - тепловое сопротивление юбки поршня. Вт/град;

- тепловое сопротивление поршня на участке С-1, Вт/град;

- температурный перепад между температурой базовой точки С и втулки цилиндра , оС.



(28)

Где

Теплота, отводимая первым поршневым кольцом:

(29)

где - тепловое сопротивление первого поршневого кольца, Вт/град.

Значение температурного перепада относительно втулки цилиндра для точки 2:

(30)

Где

-

теплота, переданная юбкой поршня;

- теплота от трения поршневого кольца, Вт.

Теплота, отводимая вторым поршневым кольцом:

(31)

Температурный перепад относительно втулки цилиндра для точки 3:

(32)

Теплота, отводимая маслосъемным кольцом:

(33)

где - тепловое сопротивление маслосъемного кольца, Вт/град.

Значение температурного перепада относительно втулки цилиндра для точки 4:

(34)

где -толщина масляного слоя, м;

- толщина стенки юбки поршня, м;

- коэффициент теплопроводности масла, Вт/(м·град);

- коэффициент теплопроводности поршня, Вт/(м·град).

Результаты расчета температуры поршня в точках 1; 2; 3; 4; в процессе нагароотлажения представлены в таблице 12.6 и на рисунке 12.10

Таблица 12.6 - Изменение температуры поршня в точках 1; 2; 3; 4; в процессе образования нагара

, мм
0	252,2	229,5	216,5	181,8
0,5	250,1	228,4	214,4	180,8
1,0	246,9	226,2	211,1	178,7
1,5	242,5	221,9	207,9	177,5
2,0	235,0	219,8	206,8	176,4
2,5	231,7	218,7	205,7	175,4
3,0	230,6	217,6	204,6	174,3

В связи с отсутствием аппарата для расчета температуры поршня по поясам использованы экспериментальные данные [7], полученные при стендовых испытаниях ВОД дизеля с корректирующей поправкой учитывающей отличие в уровнях форсировки экспериментального и исследуемого дизеля.

Поправка принята на основании разниц температур по циклу расширения рабочего процесса.

Изменение температуры поршня в точках 1; 2; 3; 4; в процессе нагароотложения показаны на рисунке 12.10.

Рисунок 12.10 - Изменение температуры поршня в точках 1; 2; 3; 4; в процессе нагароотложения

Анализируя полученные данные, видно, что в процессе нагароотложения на днище поршня происходит понижение его температуры в верхней зоне (т.1) с 252,2 до 230,6 оС, т.е на 8,54%, в нижней зоне (т.4) с 181,8 до 174,3 оС, следовательно на 4,31%.

Таким образом, полученные в результате расчетно-теоретического анализа количественные характеристики показателей рабочего цикла, температуры поршня в определенных точках и втулки цилиндра двигателя “6 ЧН 40/46” при отложении нагара на днище поршня позволяют сделать следующие выводы.

1. При отложении нагара на днище поршня его температура и тепловая нагрузка снижается при возрастании температуры и тепловой нагрузки втулки цилиндра, что приводит к повышению теплонапряженности, образованию микро- и макротрещин, а также к изменению зазоров в сопряжении поршень - втулка.

2. Увеличение температуры в камере сгорания приводит к снижению функциональных свойств маслянной плёнки, увеличению расхода масла на угар, приводящее к росту зольного остатка присадок приводящее к возрастаю скоростей абразивного изнашивания деталей ЦПГ и снижению механического КПД двигателя. При этом предполагается значительное снижение ресурсных показателей трущихся деталей ЦПГ.

С целью уменьшения влияния нагароотложений на перераспределение тепловых потоков, следует применять безразборные методы очистки деталей ЦПГ.

Устройство безразборной очистки деталей ЦПГ двигателя [4]:

Принципиальная схема устройства безразборной очистки деталей ЦПГ двигателя представлена на рисунке 12.11

Рисунок 12.11 - Принципиальная схема устройства безразборной очистки деталей ЦПГ двигателя

Установка позволяет очистить топливную форсунку и ЦПГ двигателя от нагароотложений, а также диагностировать топливную форсунку. Состоит из:

1. ЦПГ дизеля;

2. Ресивер продувочного воздуха;

3. воздухоохладитель;

4. форсунка;

5. распределительный коллектор;

6. трубопровод сжатого воздуха;

7. гидропневмобак-дозатор;

8. расходная цистерна;

9. турбокомпрессор;

10. защитная решетка газовой турбины;

11. дроссельная шайба;

12. трубопровод слива промывочной воды .

Принцип работы.

Сущность предложенного метода очистки двигателя и его элементов, воздухоохладителя, впускных и выпускных окон цилиндровых втулок, поршней и газового тракта заключается в периодическом впрыскивании в воздушный канал работающего двигателя специальной моющей жидкости. Эффект моющей жидкости основан на ударном эмульгирующем и растворяющем действии его на смолистые и зольные отложения. Ввод моющей жидкости в воздушный тракт двигателя производится с помощью дозирующего устройства, состоящего из расходной цистерны "8" для приготовления и хранения моющего препарата вместимостью до 0,5 м3, гидропневмобака - дозатора "7", форсунки "4", трубопроводов и арматуры для подвода сжатого воздуха к дозатору и подачи раствора препарата в воздушный тракт двигателя. Подаваемый через форсунки в распыленном виде моющий препарат первоначально растворяет шламовые отложения с воздухоохладителя, воздушного ресивера и впускных окон цилиндровых втулок. Поступая в цилиндры вместе с продувочным воздухом, препарат впитывается в нагар через трещины, расклинивает его и способствует отделению от поверхностей деталей. Вместе с продуктами сгорания пары жидкости направляются в газовый тракт двигателя, где также оказывают разрыхляющее воздействие на нагароотложения. Эффективность применения данной системы очистки во многом зависит от принятой рецептуры моющей жидкости, правильного выбора мест ее подвода, дисперсности распыления, дозировки и частоты ввода.



Заключение

По результатам выполненной работы можно сделать выводы.

1. Судно эксплуатируется 77% времени по назначению. Главные двигатели используется в различных нагрузочных режимах. Во время перехода на промысел и при работе на промысле ГД были нагружены в диапазоне 4500-5000 кВт, что составляет 95% от номинальной мощности. Остальное время ГД работали на долевых нагрузках, но не ниже 50% от номинальной мощности.. Электростанция используется в режиме, имеющем запас мощности для покрытия пиковых нагрузок во время швартовых и маневренных операций. Во время переходов каждый валогенератор был нагружен на 300-450 кВт, что составляет 25% от номинальной мощности, а во время работ на промысле - 750-900 кВт, что составляет 82% от номинальной мощности.

2. Для ГД на судне использовалось топливо IFO-30 имеющее вязкость при 500С - 30,0 мм2/с. Двигатель спроектирован для работы на топливе с вязкостью до 180 мм2/с при 50 0С. Котельная установка работала на IFO-30, но имеет возможность работать и на MDO.

ГД имеют наработку более 100000 ч, при этом расход топлива близок к паспортному с разницей 5%. Исходя из вышесказанного, можно сделать вывод, что, процесс топливоиспользования на судне организован удовлетворительно. Топливные сепараторы фирмы "Alfa Laval" настроены на режим "пурификация" - отделение воды и механических примесей, перед поступлением в сепаратор топливо прокачивается через паровой подогреватель и подогревается до температуры 80-85 0С.Сепараторы работают постоянно и с производительностью 55% от максимальной. Это дает уменьшение в мазуте IFO-30 количества воды на 95-100 % и количества механических примесей на 60-70 %.

3. Анализ маслоиспользования показал, что качество масла за рассматриваемый период эксплуатации не достигало браковочных показателей, что указывает на правильную организацию эксплуатации циркуляционного масла, за счет работы сепараторов, периодичности доливок масла и постоянного контроля параметров масляной системы и качества масла.

ГД расходует на 6% больше масла, чем установлено технической документацией, что говорит о удовлетворительном техническом состоянии деталей цилиндро-поршневой группы двигателя. В целом учитывая расход масла превышающий паспортный и данные по браковочным показателям масла в период рейса можно сделать вывод, что процесс маслоиспользования на судне организован удовлетворительно. Сепараторы фирмы "Alfa Laval" настроены на пурификацию (вода, механические примеси) с производительность 50% от максимальной. Перед поступлением в сепаратор, циркуляционное масло ГД прокачивается через паровой подогреватель, нагреваясь до температуры 85 °С. Время работы сепараторов аналогично времени работы ГД.

4. По данным контроля качества охлаждающей воды видно, что используемая вода позволяет поддерживать необходимый температурный режим охлаждения и обеспечивает защиту от коррозии и отложений в зарубашечном пространстве главного двигателя. Показатель pH, содержание нитритов и хлоридов в течении рейса не выходили за предельные значения.

В целом, процесс водоиспользования на судне организован хорошо.

5. Результаты теплотехнического контроля ГД показали, что значения Pz и Tг лежат в пределах, указанных в технической документации.. Регулировка ГД не требуется. Индицирование для ГД на судне производится раз в неделю 2 механиком.

В целом можно сделать вывод, что качество эксплуатации СЭУ на судне “Павел Батов” организованно хорошо.

6. Основным результатом дипломной работы являются полученные в процессе расчетно-теоретического анализа количественные характеристики показателей теплонапряженности ЦПГ при росте нагара до 3 мм, позволившие расширить представления о влиянии нагара в камере сгорания на тепловое состояние втулки и поршня.

При отложении нагара на днище поршня толщиной в 3 мм его температура снижается на 6,4% и снижается тепловая напряженность. При этом возрастает температура рабочей поверхности втулки цилиндра в среднем на 12,7% и возрастает тепловая нагрузка втулки цилиндра. Всё это приводит к изменению теплонапряженности, происходит нарушение микро- и макроструктуры, а также изменение зазоров в сопряжении поршень - втулка, увеличение температуры в камере сгорания, повышение расхода масла на угар и снижение свойств масляной плёнки. Увеличение расхода масла на угар приводит к росту зольного остатка присадок и вызывает возрастание скоростей абразивного изнашивания деталей ЦПГ и снижение механического КПД двигателя. При этом предполагается значительное снижение ресурсных показателей трущихся деталей ЦПГ.

С целью уменьшения нагароотложений был выбран метод безразборной очистки с помощью устройства безразборной очистки деталей ЦПГ /4/, что позволяет значительно снизить интенсивность процесса нагарообразования на деталях ЦПГ, увеличить моторесурс без снижения надежности, повысить экономичность работы дизеля.



Список использованных источников

1. Альтшулер Э.А., Зайцев Б.Е. Оформление курсовых и дипломных проектов, расчетно-графических работ и другой технической документации. - Калининград.: БГА РФ, 2001. - 64 с.

2. Возницкий И.В. Современные судовые среднеоборотные двигатели. Учебное пособие. - СПб.: Двигателестроение, 2003. -138 с.

3. Ждановский Н.С., Николаенко А.В. Основы и некоторые приложения термодинамической аппроксимации в расчетах ДВС // Исследование, расчет, конструирование и испытания ДВС, ДВП, транспортных ГТН. - СПб.: Колос,

4. Кошелев И.Ф., Пимошенко А.П. Справочник судового механика по теплотехнике. - Л.: Судостроение, 1987. - 480 с.

5. Пахомов Ю.А., Коробков Ю.П. Топливо и топливные системы судовых дизелей. - М.: РКонсульт, 2004. - 494 с.

6. Петухов В.А. Повышение экономичности судовых дизелей. - СПб.: Двигателестроение, 1989.- 37 с.

7. Проскурин А.И. Расчетно-теоретический анализ влияния нагаро-отложений на температуру деталей в цилиндропоршневой группе дизеля // Диагностика, повышение эффективности, экономичности и долговечности двигателей. - СПб.: Двигателестроение, 1990. - С. 68-75.

8. Российский Морской Регистр Судоходства. Правила классификации и постройки морских судов. Т.2.- СПб.: 2007.- 697с.

9. Российский Морской Регистр Судоходства. Руководство по техническому наблюдению за судами в эксплуатации. - СПб.: Транспорт, 2008. - 280 с.

10. Судовая техническая документация.

11. Unitor Chemical Manual. - Норвегия.: 2005.-171 с.

12. Международная конвенция о подготовке и дипломировании моряков и несении вахты 1978 г. (ПДНВ-78) с поправками (консолидированный текст), - СПб.: ЗАО "ЦНИИМФ", 2010 г. - 806 с.

Размещено на Allbest.ru

...