Спосіб визначення буксирувальної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден, у яких головний двигун – дизель

Спосіб визначення буксирувальної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден, у яких головний двигун - дизель, який полягає у тому, що замірюють поточне значення швидкості руху судна, для якої з графіка "Залежностей буксирувальних опору руху і потужності в умовах ходових випробувань - R і РЕ, експлуатації - RE і РЕЕ" в залежності від швидкості руху судна знімають поточне значення буксирувального опору руху в умовах експлуатації, який відрізняється тим, що замірюють поточне значення частоти обертань колінчастого вала вибраного головного дизеля та по відомих з паспорта вибраного головного дизеля значеннях погодинної витрати рідкого палива і середнього ефективного тиску газів в точці номінального режиму й постійного коефіцієнта вибраного головного дизеля визначають поточне значення буксирувальної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден, у яких головний двигун - дизель, по формулі Винахід має відношення до галузі фізики та термодинаміки, зокрема, до технічного використання головного дизеля і суден. Відомі прості методи швидкого визначення опору руху і потужності суден без проведення модельних випробувань у дослідному басейні, які базуються на засадах опублікованих даних. Найбільш відомим із них є метод визначення опору руху і потужності (формула адміралтейського коефіцієнта) який полягає у тому, що спочатку визна чають швидкість руху, потім по опублікованим даним о суднах з найбільш близькими до проектуємого обводами корпуса та керуючись власним досвідом, визначають адміралтейський коефіцієнт, після чого, по заданому значенню водотоннажності, по формулі визначають опір руху і потужність судна [1]. Недоліком метода адміралтейського коефіцієнта є грубо приблизна точність підрахунку та об (13) 93410 (11) UA де GEEХ - поточне значення буксирувальної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден, у яких головний двигун - дизель; REX - поточне значення буксирувального опору руху в умовах експлуатації суден, у яких головний двигун - дизель; VX - поточне значення швидкості руху судна в умовах експлуатації суден, у яких головний двигун дизель; GН - погодинна витрата рідкого палива у точці номінального режиму вибраного головного дизеля; (К ∙ і) - постійний коефіцієнт вибраного головного дизеля; nX - поточне значення частоти обертань колінчастого вала вибраного головного дизеля; РеH - середній ефективний тиск газів у точці номінального режиму вибраного головного дизеля; 75 - коефіцієнт пропорційності при переводі одиниці виміру потужності з кілограм-сила-метр на секунду в кінські сили . C2 REX  VX GH , 75K  in XPeH (19) GEEX  3 меженість його використання типом та швидкістю суден, для яких він був отриманий. Відомий також спосіб визначення опору руху суден, яке виникає внаслідок взаємодії підводної та надводної суднових поверхонь з потоками води та повітря, які набігають. Вважають, що цей опір складається з двох компонент. Опору тиснення, величина якого залежить від структури течії (інтенсивності вихро- і хвиле утворення) і який полягає у тому, що визначають різницю тиснень спереду та ззаду судна, яка створює рівнодіючу силу, що заважає руху вперед, та опору тертя дотичних напруг, величина якого залежить від властивостей рідких тіл, форми, розмірів та швидкості руху судна і яке обумовлено силами внутрішнього тертя (в'язкість) рідких тіл, які виникають при значних перепадах швидкостей у межовому шарі, рівнодіюча сила яких теж заважає руху вперед. По сумі цих рівнодіючих сил визначають опір руху судна [2]. Недоліком даного способу є складність визначення складових частин опору руху судна. Найбільш близьким за технічною сутністю є спосіб визначення буксировочних опору руху і потужності та розрахунку гребного гвинта для вибору головного двигуна суден, для яких головним двигуном обирається дизель і який полягає у наступному. Спочатку, по заданим довжині L, ширині В, осадки Т, водотоннажності V, абсцисі центра величини ХС, коефіцієнта повноти водотоннажності  , форми носової закінченості U-образна, кількості гребних гвинтів Zp, експлуатаційній швидкості руху Vs та по визначеним розрахунком - відносної довжини, визначеної в залежності від заданих значень довжини L і водотоннажності V по формулі L , та по відносній абсцисі центра величини,  3 V визначеної в залежності від заданих значень абсцисі центра величини ХС і довжині судна L по фо рмулі  C  C  100%, обирають метод розрахуL нку коефіцієнта залишкового опору CR. Задані та визначені розрахунком дані свідчать про те, що для розрахунку коефіцієнта залишкового опору CR у даному разі можна застосовувати метод «Серії суден з помірною повнотою обводів» [3, п. 1.5.3], тобто вжити формулу CR  CR( )  K   K  /     /   K XC , і по неї підрахувати коефіцієнт залишкового опору CR у наступній послідовності. По-перше, по заданим коефіцієнту загальної повноти  і відношенню довжини L до ширини В судна, та числам Фруда визначеним по формулі V в залежності від швидкості судна, яким F  z gL задаються та довжини судна L, яку задають і відомого прискорення вільного падіння g, по діаграмі визначають коефіцієнт залишкового опору CR(  ) , та стандартну відносну довжину судна  O(  ) . По 93410 4 друге, по визначеним відносній довжині стандарт ній O(  ) , числам Фруда Fz і відносній довжини L заданої   , по діаграмі визначають коефіці3 V єнт   ,   0 , по відношенню яких, по формулі     0 визначають коефіцієнт   який вра ховує вплив на коефіцієнт залишкового опору CR L відносної довжини судна   . По-третє, по 3 V визначеним числам Фруда Fz, в залежності від відношень ширини судна до осадки В/Т по графікам визначають коефіцієнти К ,   /  добуток В/Т яких у формулі залишкового опору CR  CR( )  K   K  /     /   K XC враховує вплив розбіжностей розрахункового  та стандартного   відношень ширини судна В до осадки Т.  По-четверте, по заданому коефіцієнту загальної повноти судна  , визначеним числам Фруда Fz, по графікам визначають коефіцієнт КХС, який враховує вплив на коефіцієнт залишкового опору CR розбіжностей заданої та стандартної відносних абсцис центра величини  C   C . L По-п'яте, по визначеним коефіцієнтам впливу C коефіцієнта загальної повноти судна R(  ) , відносних довжин   , розбіжностей розрахункового та стандартного відношень ширини судна В до осадки Т та відносних абсцис центра величини заданої до стандартної КХС, по формулі визначають CR  CR( )  K   K  /     /   K XC коефіцієнт залишкового опору СR. Потім, визначають коефіцієнт буксировочного опору руху судна С наступним чином. По-перше, по заданій довжині і вибраної швидкості судна та відомому коефіцієнту в'язкості рідV L кого тіла  , по формулі R e  визначають  числа Рейнольдса. По-друге, по визначеним чис0,455 лам Рейнольдса, по формулі C F  0 (lg R e ) 2,58 визначають коефіцієнти опору тертя еквівалентної гладкої пластини. По-третє, по заданої довжині судна L і визначеного коефіцієнта опору тертя еквівалентної гладкої пластини CF0, по таблицям визначають додаток на шершавість СA та коефіцієнт виступаючих частин судна СAP. Додатком повітряного опору RAA в наслідок його незначності, нехтують. Почетверте, по визначеним коефіцієнтам залишкового опору CR, опору тертя еквівалентної гладкої пластини CF0, додатків на шершавість та виступаючих частин судна СА, СAP, по формулі С = CR + 5 CF0 + СА + САР визначають коефіцієнт буксировочного опору С. Далі, визначають буксировочний опір руху судна R наступним чином. По-перше, по заданим довжині L, ширині В, осадці Н та коефіцієнту зага, льної повноти судна по формулі    0  L  2  1,37  0,274  визначають площу   змоченої поверхні корпуса судна та з урахуванням площі поверхні виступаючих частин   1,02  0 . По-друге, по відомому значенню густини рідкого тіла  , визначеним коефіцієнту буксировочного опору С, швидкості руху V та площі змоченої по, верхні по загальній формулі опору   V2  визначають буксировочний опір 2 руху судна R в умовах ходових випробувань, які задані [3]. По визначеному буксировочному опору руху судна в умовах ходових випробувань R, експлуатаційному додатку КЕ до буксировочного опору R і визначеного по таблиці в залежності від типу судна та його дедвейта W, по формулі RE = R∙KE визначають опір руху судна RE в умовах експлуатації, які задані [3] і відповідно, по заданій експлуатаційній швидкості руху судна Vs, та визначеному буксировочному опору руху судна в умовах ходових випробувань R по формулі РЕ =V∙R визначають буксировочну потужність РЕ в умовах ходових випробувань та з урахуванням визначеного експлуатаційного додатка КЕ по формулі РЕЕ =КЕ∙РЕ визначають потужність РЕЕ в умовах експлуатації. Залежності буксировочних опору і потужності в умовах ходових випробувань - R і РЕ, експлуатації - RE і PEE показують у вигляді графіків [3, мал. 1,76*]. Після чого, виконують попередній вибір елементів гребного гвинта для вибору головного двигуна у наступній послідовності. По-перше, згідно наданих рекомендацій обирають тип гребного гвинта і, в залежності від заданої осадки судна Т, по формулі Дпр = 0,7∙Т, підраховують граничний розмір діаметра гребного гвинта Дпр. По-друге, згідно наданих рекомендацій, в залежності від типу та призначеності судна (прототип - сухогруз) визначають розрахунковий режим для гребного гвинта, відповідно якому виявляють елементи оптимального гребного гвинта необхідних для забезпечення заданої експлуатаційної швидкості руху Vs і визначеної буксировочної потужності в експлуатації РЕЕ, на подолання визначеного буксировочного опору руху в експлуатації RE. Вибраний розрахунковий режим сягає середнє експлуатаційним умовам. По-третє, по заданим коефіцієнту повноти водотоннажності  і осадки Т, та визначеного граничного розміру гребного гвинта Дпр, по формулі R  C 93410 6    Д пр  W  0,25  2,2    0,502  0,94  18   0,8  ,          визначають коефіцієнт попутного потока. По-четверте, по визначеному опору руху в умовах експлуатації RE та заданому значенню чиR сла гребних гвинтів Zp, по формулі    виZp значають корисну тягу гребного гвинта ТЕ: після чого по заданій швидкості руху Vs відомій густості води  , визначеним даним ТЕ і Дпр, по формулі КДЕ = V∙Дпр  /  визначають коефіцієнт навантаження гребного гвинта за показником тяги КДЕ, після чого по формулі t = 0,20+ 0,10(  -0,50) + 0,055(КДЕ - 1,8) визначають коефіцієнт засасування t. По-п'яте, по визначеним даним корисної тяги гребного гвинта ТЕ, та Т коефіцієнту засасування t, по формулі    1 t визначають упор ТВ. Після чого, по заданій швидкості Vs, та визначеному коефіцієнту попутного потоку WT, no формулі VА = Vs (1 - WT) визначають розрахункове значення швидкості в диску гребного гвинта VА. Після чого, по формулі КДТ =VА∙Дпр  / B визначають коефіцієнт навантаження гребного гвинта по упору КДТ. По-шосте, по визначеному коефіцієнту навантаження гребного гвинта по упору КДТ вибирають  число лопастей Z. Дискове відношення і відO носну товщину лопастей l0/Д обирають для умов забезпечення міцності. По числу лопастей гребно го гвинта Z і дискового відношення вибираO ють гвинтову діаграму І - КТ [3, мал. 2,6*] по якій, по визначеному КДТ визначають відносну поступ гребного гвинта І. По-сьоме, по визначеним розрахунковій швидкості в диску гребного гвинта VA, граничному розміру діаметра гребного гвинта Дпр і відносної посVA тупі гребного гвинта І, по формулі n   60 l  Д пр визначають частоту обертань гребного гвинта n. По-восьме, по визначеним відносній поступі гребного гвинта І, коефіцієнту навантаження гребного гвинта по упору КДТ, по діаграмі визначають шагове відношення Р/Д та коефіцієнта корисної дії гребного гвинта у вільній воді  0 . По-дев'яте, по визначеним коефіцієнту засасування t, коефіцієнту попутного потока WT, коефіцієнту корисної дії гребного гвинта  0 , приймаючи значення коефіцієнту впливу неоднорідного попутного потока і2 на гідродинамічний момент рівним 1 t        0  0 i2 1  W  одиниці [3] по формулі визначають пропульсивний коефіцієнт гребного 7 93410 гвинта судна  . В даній формулі  - коефіцієнт впливу корпуса судна на роботу гребного гвинта. По-десяте, по визначеним буксировочній потужності в умовах експлуатації РЕЕ, пропульсивному коефіцієнту  та прийнятому значенню коефіцієнта корисної дії валопроводу в , по формулі sp      0 в визначають специфікацій ну потужність PSP. По-одинадцяте, по визначеним буксировочній потужності в умовах експлуатації РEE, пропульсивному коефіцієнту  , коефіцієнту корисної дії валопроводу в , та прийнятому значенню коефіцієнта корисної sp  дії    в    редуктора  р, по формулі визначають потужність при наяв ності редукторної передачі PSP. По-дванадцяте, по визначеній потужності при наявності редукторної передачі PSP, з урахуванням рекомендуємої межі (0,85  0,9) запасу потужності, що збереже задану експлуатаційну швидкість Vs незважаючи на поступове погіршення технічного та експлуатаційного стану судна, по формулі SN  PSN. SP 0,85  0,9 визначають номінальну потужність Виконавши аналіз паспортних даних двигунів провідних фірм як головний обирають дизельредукторний агрегат фірми KRUPP Мак 6М552С. Для оцінки ходовості на не розрахункових режимах виконують додаткові розрахунки та побудування діаграм ходовитості [3]. Недоліком даного способу є неможливість підрахування буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель. В основу винаходу поставлена задача створення способу визначення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель, в якому по розрахованому при проектуванні для умов експлуатації буксировочному опору руху, заміряних швидкості руху судна та частоти обертань колінчастого вала головного дизеля, обраного для установлення на судно по обґрунтованим розрахунком даним, використовують відомі з паспорта обраного головного дизеля значення погодинної витрати рідкого палива і середнього ефективного тиску газів в точці номінального режиму й постійного коефіцієнта обраного головного дизеля і по формулі визначають буксировочну погодинну витрату рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель, що забезпечує спрощення та підвищення ефективності використання головного дизеля і суден. Поставлена задача вирішується тим, що в способі визначення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель, який полягає у тому, що замірюють поточне значення швидкості руху судна, для якої з графіка «Залежностей бук 8 сировочних опору руху і потужності в умовах ходових випробувань - R і РЕ, експлуатації - RE і РЕЕ, в залежності від швидкості руху судна, знімають поточне значення буксировочного опору руху в умовах експлуатації, відповідно винаходу, замірюють поточне значення частоти обертань колінчастого вала обраного головного дизеля та по відомим з паспорта обраного головного дизеля значенням погодинної витрати рідкого палива і середнього ефективного тиску газів в точці номінального режиму й постійного коефіцієнта обраного головного дизеля визначають поточне значення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель по формулі G EEEX  R EX V X G H , 75К  іn х Peн де GEEX - поточне значення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель; REX - поточне значення буксировочного опору руху в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель; VX - поточне значення швидкості руху судна в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель; GH - погодинна витрата рідкого палива у точці номінального режиму обраного головного дизеля; (К∙і) - постійний коефіцієнт обраного головного дизеля; nx - поточне значення частоти обертань колінчастого вала обраного головного дизеля; Рен - середнє ефективний тиск газів у точці номінального режиму обраного головного дизеля; 75 - коефіцієнт пропорційності при переводі одиниці виміру потужності з кілограм - сила - метр на секунду в кінські сили. Спосіб визначення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель виконується наступним чином. За допомогою суднових приладів замірюють поточне значення частоти обертань колінчастого вала обраного головного дизеля. За допомогою суднових приладів визначають поточне значення швидкості руху судна. Для визначеної швидкості руху судна, з графіка «Залежностей буксировочних опору руху і потужності в умовах ходових випробувань - R і РЕ, експлуатації - RE i PEE» [3, мал. 1.76*], знімають поточне значення буксировочного опору руху в умовах експлуатації. Графік має бути у комплекті відкорегованої проектної експлуатаційної технічної документації переданої заводом-виробником на кожне судно. Після чого по відомим з паспорта обраного головного дизеля значенням погодинної витрати рідкого палива і середнього ефективного тиску газів в точці номінального режиму обраного головного дизеля та визначеного по формулі постійного коефіцієнта обраного головного дизеля визначають поточне значення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель. 9 93410 Наведено приклад розрахунку буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головним двигуном обран дизель марки 6М552С фірми KRUPP Мак [3], для потужності яку вимірюють в кінських силах (ЭЛС). R кгс   Vx  G H G EEX  EX , K  i  n x  PeH  75 де GЕЕХ - поточні значення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель марки 6М552С, кг/год.; RЕХ - поточні значення буксировочного опору руху в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель марки 6М552С, кгс (кН.); VХ = 14,4/7,4 - поточні значення швидкості руху в умовах експлуатації суден у яких головний двигун дизель марки 6М552С, уз (м/с); 2 2 Д Si   45  0,52  6   0,55107 4  60  75  z 4  60  75  2 постійний коефіцієнт головного дизеля марки k  i  [4]; кгс / см 2  об / мин D = 45 - діаметр циліндра головного дизеля марки 6М552С, см; S = 0,52 - рух поршня головного дизеля марки 6М552С, м; і = 6 - число циліндрів головного дизеля марки 6М552С; z = 2 - коефіцієнт тактовності чотиритактного головного дизеля марки 6М552С (для двотактного z =1);  e   i  n   6118,2элс   22,2052177,6  0,55107  500 середнє ефективний тиск газів у точці номінального режиму головного дизеля марки 6М552С, кгс/см2 (кПа); NeH = 4500(6118,2) - паспортні дані номінальної потужності головного дизеля марки 6М552С, кВт(ЭЛС) [5]; nx = nH = 500 - паспортні дані номінальної частоти обертань колінчастого вала головного дизеля марки 6М552С (дизель нереверсивний), об/мин.;   i  тійний атації суден у яких головним двигуном обран дизель марки 6М552С фірми KRUPP Мак [3], для потужності яку вимірюють в кіловатах (кВт) R EX кH  V x  G H G EEX  , K  i  n x  PeH Приклад 1 GEEX 1   e 4500кВт   0,004133 eH  n  2177,6  500 - пос коефіцієнт головного дизеля марки к т 6М552С, ; об к а  мин GH = NeH ∙ geH =4500∙0,184 = 828 - погодинна витрата рідкого палива у точці номінального режиму головного дизеля марки 6М552С, кг/час; 0,184  geH = 0,184   13596  0,13533392 - паспортні   ,  дані номінальної питомої ефективної витрати рідкого палива головного дизеля марки 6М552С (дикг кг   зель нереверсивний),  . кт  час  элс  час  Для зрівняння наведемо формулу та приклад підрахунку поточного значення буксировочної погодинної витрати рідкого палива в умовах експлу м кг  828 с час  205,5 кг  75  0,55107  500  22,205 час REX1 кгс   VX1 ·GH 20160кгс  5,65 75  (K  i)  nX1  PеH м кг  828 с час  205,5 кг  0,004133  500  2177,6 час REX1 кН  VX1  GH GEEX 1  197,7кН  5,65 (K  i)  n X1 .PеH Приклад 2 GEEX 2   75  (K  i)  n X 2  PeH GEEX 2  REX 2  VX 2  GH (K  i)  n X 2  PeH м кг  828 кг с год  267 75  0,55107  500  22,205 час 23973,5кгс  6,17 REX 2  VX 2  GH елс 6М552С, e  10 м кг  828 кг с год   267 0,004133  500  2177,6 час 235,1кН  6,17 Приклад 3 REX3 V X3 GH GEEX 3  75  (K  i)  nX3  PeH GEEX 3  REX 3  VX3  GH (K  i) nX3 PeH м кг  828 с час  346 кг 75  0,55107  500  22,205 час 28695кгс  6,68  м кг  828 с час  346 кг  0,004133  500  2177,6 час 281 4кН  6,68 , Приклад 4 GEEX 4  GEEX 4  REX 4  VX 4  GH 75  (K  i)  nX 4  PeH REX 4  VX4  GH (K  i)  nX4  PeH   м кг  828 с час  467,7 кг 75  0,55107  500  22,205 час 35027кгс  7,4 м кг  828 с час  467,7 кг 0,004133  500  2177,6 час 343,5кН  7,4 Приклад 5 GEEX 5  GEEX 5  REX 5  VX5  GH 75  (K  i)  n X5  PeH REX 5  VX5  GH 75  (K  i)  nX5  PeH  м кг 37770,3кгс  7,71  828 с час  525,5 кг 75  0,55107  500  22,205 час  м кг 370,4кН  7,71  828 с час  525,5 кг 0,004133  500  2177,6 час Джерела інформації. 1. Д-р Ван-Ламмерен, проф. Троост, инж. Конинг. Сопротивление, пропульсивные качества и управляемость судов: Пособие для проектирования формы корпуса, гребных винтов и рулей - Л.: Государственное союзное издательство судостроительной промышленности, 1957. - 387 с. 11 93410 2. В.А.Александров. Техническая гидромеханика: Учебное пособие для высших учебных заведений. - 3-е изд. перераб. - МЛ.: Государственное издательство технико-теоретической литературы, 1946. - 132 с. 3. Расчет ходкости надводных водоизмещающих судов: Учебное пособие / Н.Б.Слижевский, Ю.М.Король, М.Г.Соколик, В.Ф.Тимошенко: под Комп’ютерна верстка Л. Купенко 12 общей редакцией проф. Н.Б.Слижевского. - Николаев: НУК, 2004. - 192 с. 4. Королев Н.И. Регулирование судовых дизелей: Рассчитана на судовых механиков и ИТР эксплуатирующих судовые дизели. - 3-е изд. перераб. и доп. -М.: Транспорт, 1969. - 152 с. 5. В.М.Деньгуб, В.Ф.Смирнов. Единицы величин: Словарь - справочник. -М.: Издательство стандартов, 1990. - 240 с. Підписне Тираж 23 прим. Міністерство освіти і науки України Державний департамент інтелектуальної власності, вул. Урицького, 45, м. Київ, МСП, 03680, Україна ДП “Український інститут промислової власності”, вул. Глазунова, 1, м. Київ – 42, 01601