Instalatie de Ungere
April 2, 2023 | Author: Anonymous | Category: N/A
Short Description
Download Instalatie de Ungere...
Description
ACADEMIA NAVALĂ “MIRCEA CEL BĂTRÂN” FACULTATE FACU LTATEA A DE MARINĂ CIVILĂ
PROIECT DE DIPLOMĂ
COORDONATOR ȘTIINȚIFIC: Instr. pr. lt. dr. ing. MĂRĂȘESCU DANIEL
ABSOLVENT: MILITARU RĂZVAN
CONSTANȚA 2016
ACADEMIA NAVALĂ “MIRCEA CEL BĂTRÂN” FACULTATE FACU LTATEA A DE MARINĂ CIVILĂ
PROIECT DE DIPLOMĂ
COORDONATOR ȘTIINȚIFIC: Instr. pr. lt. dr. ing. MĂRĂȘESCU DANIEL
ABSOLVENT: MILITARU RĂZVAN
CONSTANȚA 2016
ACADEMIA NAVALĂ “MIRCEA CEL BĂTRÂN” FACULTATE FACU LTATEA A DE MARINĂ CIVILĂ
PROIECT DE DIPLOMĂ
TEMA TE MA NR. NR. 57: 57: “NAV “NAVĂ Ă DE TIP TIP TANC TANC PETR PETROL OLIE IER R DE 100.000 TDW. ELEMENTE DE PROIECTARE A INSTALAȚIEI DE UNGER E A MOTORULUI DE PROPULSIE FOLOSIND PROGRAME DE CALCUL BAZATE PE TEORIA ELEMENTULUI FINIT”
COORDONATOR ȘTIINȚIFIC: Instr. pr. lt. dr. ing. MĂRĂȘESCU DANIEL
ABSOLVENT: MILITARU RĂZVAN
CONSTANȚA 2016
ROMÂNIA MINISTERUL APĂRĂRII NAŢIONALE ACADEMIA NAVALĂ "Mircea cel Bătrân" FACULTATEA DE INGINERIE MARINĂ APROB Prof. univ. dr. ing.
DECANUL FIM DOBREF VASILE
AVIZAT COORDONATOR PROGRAM DE STUDII Conf. univ. dr. ing. ing.
RISTEA MARIAN
FIȘA PROIECTULUI TEMA TE MA NR. NR. 57 Proiectul de diplomă al absolventului MILITARU RĂZVAN Facultatea de
INGINERIE MARINĂ la programul de studii licență, specializarea
ELECTROMECANICĂ ELECTROMECA NICĂ NAVALĂ, seria 2012-2016 Cu tema proiectului:
ROLIER DE 100.000 TDW. NAVĂ DE TIP TANC PET PETROLIER
ELEMENTE DE PROIECTARE A INSTALAȚIEI DE UNGERE A MOTORULUI DE PROPULSIE FOLOSIND PROGRAME DE CALCUL BAZATE PE TEORIA ELEMENTULUI FINIT. Detalii asupra temei:
Lucrarea va cuprinde:
Capitolul 1. Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 100.000 tdw
Prezentarea generală a navei tanc
Prezentarea generală a instalațiilor de la bord Caracteristicile principale ale navei
și ale corpului
Capitolul 2.
Analiza comparativă a rezisten ței la înaintare a navei
Calculul Calc ulul rezisten rezistenței la înaintare prin metoda seriilor japoneze Determina Dete rminarea rea rezisten rezistenței la înaintare suplimentare Determina Dete rminarea rea rezisten rezistenței la înaintare totale și a puterii puterii de remorc remorcare are
Calcul Calc ul puterii puterii necesare necesare mașinii de propulsie Alegerea motorului principal de propulsie
Capitolul 3. Prezentarea și calculul instalației de ungere Rol și sche scheme me fu func ncționale Structura sistemului de ungere Calculul Calc ulul instala instalației de ungere
Capitolul 4. Calculul pompei de ungere a motorului principal Calculul geometric și funcțional al pom pompei pei Trasarea Tras area profilului profilului palei rotorice rotorice
Reprezentareaa grafică a debitului pompei în funcţie de raza carcasei spirale Reprezentare Capitolul 5. Calculul Calc ulul predimen predimensiona sionall al unui schimbător de căldura cu plăci Calcul termic preliminar Calcul termic definitiv
Calcul hidraulic al schimbătoarelor de căldură Capitolul 6. Exploatar Explo atarea ea in siguran siguranța instalației de ungere Schema,, func Schema funcționare, elemente componente Exploatarea și într întreeținerea
Bibliografia minimală minimală:: 1.
Costică A. - Maşini şi Instalaţii Navale, Editura Tehnică, Bucureşti, 1991;
2.
Dragalina A. - Calculul termic al motoarelor diesel navale, Editura , “Muntenia
3.
& Leda“,Constanţa, 2002; Grünwald B. - Teoria Teoria,, Calculul Şi Construcţia Construcţia Motoarelor Motoarelor Pentru Autovehicu Autovehicule le Rutiere, Editura Didactică şi Pedagogic Pedagogică, ă, Bucureşti, 1980;
4.
Maier V. - Mecanica şi Construcţia Navei vol I,II,III , Editura Tehnică , Bucureşti,1985.
5.
Moroianu C. - Dragalina A, ş.a., Motoare navale. Procese şi caracteristici, caracteristici , Ed. Tehnică, 2001;
6.
Automa mati tizăr zării elec electri trice ce nav navale ale,, Ed. Muntenia, Constanţa, N. Dumitru - Auto 2004
7.
Nicolae F. - Maşini şi instalaţii navele ,vol I Editura EX PONTO Constanţa 2003;
8.
Patrichi I. - Exploatarea şi întreţinerea instalaţiilor şi sistemelor navale; Ed. Academiei Navale, Constanţa 2000
9.
Popa I. - Instalaţii mecanice şi hidropneumatice navale, navale, Editura Muntenia 2005
10. Pruiu
A., Uzunov Ghe. s.a. - Manualul ofiţerului mecanic maritim, vol I şi II,
Ed.Tehnică,, Bucuresti, 1998; Ed.Tehnică 11. Referințe din baza de date ANMB: 11.1
E. Luís, V. Michel, Y. Kodama , “Prediction of resistance coefficients in ship hydrodynamics”, hydrodynamic s”, Journal of Marine Science and Technology, 2009;
http://link.springer.com/article/10.1007/s00773-009-0049-2 11.2
M. Radoslaw W., Feldshtein Eugen, L. Stanislaw, K. Grzegorz M., „Analysis of Contact Phenomena and Heat Exchange in the Cutting Zone Under Minimum Quantity Cooling Lubrication conditions”, Arabian Journal for Science and Engineering, Vol. 41, 2016
http://link.springer.com/article/10.1007/s13369-015-1726-6 11.3
W. Victor W., T. Simon C., „Overview of automotive engine friction and reduction trends – Effects Effects of surface, material, and lubricant-additive l ubricant-additive
technologies”, Friction, Vol. 4, 2016 http://link.springer.com/article/10.1007/s40544-016-0107-9
Precizări organizatorice Coordonatorul științific: Instr. Instr. pr. lt. dr. ing. ing. MĂRĂȘESCU DANIEL DANIEL
Data primirii primirii proiectulu proiectului: i: 19.11.201 19.11.2015 5 Termen de predare: 04.07.2016
Locul unde se execută: ACADEMIA NAVALĂ “MIRCEA CEL BĂTRÂN” CONSTANȚA COORDONATOR ŞTIINŢIFIC Instr. Ins tr. pr. lt. dr. ing. ing. MĂRĂȘESCU DANIEL
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Rezumat
REZUMAT
Lucrarea are drept scop analiza instalației instala ției de ungere a motorului principal a unei nave tanc de 100.000 tdw. Primul capitol al lucrării prezintă principalele dimensiuni și instalații ale navei alese. Nava prototip aleasă este un tanc petrolier având un deadweight de 100.3936 tdw la pescajul de vară, destinată să transporte produse petroliere „negre” (ţiţei brut). Construcţia corpului este de tip cocă dublă, zona de marfă având un perete longitudinal etanş în P.D. şi 10 pereţi transversali etanşi (incluzând pereţii tancurilor de marfă, peretele prova al compartimentului pompe, pompe, peretele prova prova al compartimentului compartimentului de maşini şi peretele picului pupa împreună cu peretele de coliziune). Capitolul doi face o scurtă analiză a calcului rezistenței rezistenței la înai înaint ntare are și aleg alegere ereaa motorului principal de propulsie ale navei. Rezistența Rezisten ța la înaintare a navei pentru viteza de 17 Nd este de 1668,531 kN iar puterea de remorcare ste de 14579,62 kW. Pentru stabilirea motorului principal se consideră consideră randamentele elicei de 65 % și a liniei de arbori de 98 %. După o rezervă de 10 % pentru suprasarcină se obține ob ține valoarea de 25431,052 kW. Instalația Instala ția de ungere are rolul de a filtra, răci şi introduce uleiul de un gere sub presiune în zonele solicitate, în scopul reducerii frecării, a evacuării căldurii şi protecţiei suprafeţelor aflate în contact. Capitolul trei face o scurtă analiză a instala ției de ungere a motorului prezentându-se principalele elemente componente ale instalației instala ției precum și un calcul succinct al principalilor parametrii. Capitolul cinci prezintă calculul pompei de ungere a motorului principal având un debit de 550 m3/h și o sarcină de 30 m. Turația pompei este de 2856 rot/min iar motorul de antrenare are o putere de 60 kW. Ultimul capitol face o scurtă analiză a calcului schimbătorului de căldură cu plăci. Paramerii inițiali inițiali de calcul sunt temperature agentului primar de 52 ºC și 45 ºC, iar temperatura temper atura apei este de 36 36 ºC și 40 40 ºC. Având în vedere vedere un randament randament 99,7 % s-a s-a ales ales o placă de tip V85 produsă de firma VICARB –ALFA LAVAL, cu o suprafață suprafață de 0,85 m2 o înălțime înăl țime a plăcii de 1,75 m și o lățime de 0,655 m. Numărul de plăci calculat inițial este de 65 buc, iar numărul de circuite este de 32 buc. S-a calculat suprafața suprafața de schimb de căldură de 29,3199 m2 cu numărul real de plăci este de 83 buc.
Na Navă vă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Summary
SUMMARY
This paper aims to analyze the main engine lubrication system for a vessel of 100,000 dwt tanker. The first chapter presents the main dimensions of the ship and equipment chosen. The ship is a tanker chosen prototype with a deadweight of 100.3936 dwt at the summer draft, intended to carry oil "black" (crude oil). Body construction is type double hull cargo area having a longitudinal bulkhead wall in P. D. and 10 transverse bulkheads, walls (including (incl uding the the walls of of the cargo, cargo, the forward forward wall wall of the pump pump compartmen compartment, t, and the forward forward wall of the engine and afterpeak bulkhead collision with the wall). Chapter two makes a brief analysis of drag calculation and choice of main engine propulsion of the vessel. Drag the ship to speed Nd is 1668.531 17 kN and towing power ste of 14579.62 kW. To establish the main engine propeller is considered the yields of 65% and 98% line of trees. After a reserve of 10% overload obtain value 25431.052 kW. Lubricating device is designed to filter, cool and introduces lubricating oil pressure in required areas in order to reduce friction, exhaust heat and the protection of surfaces in contact. Chapter three makes a brief analysis of the engine lubrication system presenting the main components components of the plant and a succinct account of the main parameters. parameters. Chapter five presents the calculation main engine lubrication pump with a flow of 550 m3 / h and a load of 30 m. Pump speed is 2856 rev / min and drive motor has an output of 60 kW. The last chapter makes makes a brief analysis of plate heat exchanger exchanger calculation. The initial parameters of calculation are the primary coolant temperature of 52 ºC and 45 ºC and 36 ºC water temperature temperature is 40 ºC. Given Given a 99.7% yield yield to choose a plate type V85 VICARB alpha alpha produced by the company LAVAL, with an area of 0.85 m2 plate height of 1.75 m and a width of 0.655 m. Number originally plates is 65 pieces, and the number of circuits is 32 pcs. It calculated the heat exchange surface of 29.3199 m2 actual number plates is 83 pieces.
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Cuprins
CUPRINS
Introducere ……………....................... ……………............................................. ............................................. ............................................. .................................... .............. 11 Capitolul 1 – 1 – Prezentarea Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 tdw …………...…...……..… 13
1.1 Prezentarea Prezentarea general generalăă a navei navei tanc tanc ……………………... …………………….....……… ..……………... ……...………. ………. 13 1.2 Prezentarea Prezentarea generală generală a instala instalațiilor de la bord ………………………………….. 14 1.3 Caracteristicil Caracteristicilee principale principale ale navei și ale corpului corpului …………………………… …………………………….. 17
Capitolul 2 – 2 – Analiza comparativă comparativă a rezisten rezistenței la înaintare a navei ………..………… 20
2.1 Calculul Calculul rezistenţei rezistenţei la înaintar înaintaree prin metoda metoda seriilor seriilor japoneze japoneze …...….………… …...….………… 20 2.2 Determinarea Determinarea rezistenţei rezistenţei la înaintare înaintare supliment suplimentare are …………..…………… …………..………………… …… 25 2.3 Determinarea Determinarea rezistenţei rezistenţei la înaintar înaintaree totale totale şi a puterii puterii de de remorcare remorcare ……..…… 29 2.4 Calcul puterii puterii necesare necesare maşinii maşinii de propu propulsie lsie …………….…………. …………….………….……..… ……..…… … 31 2.5 Alegerea Alegerea motorului motorului principal principal de propulsie propulsie ……………………………… ………………………………...…… ...…… 33
Capitolul 3 – 3 – Prezentarea Prezentarea și calculul instalației de ungere …………...………………… 34
3.1 Rol şi scheme scheme funcţionale funcţionale ……………………………. ……………………………..…….. .……...…………… .………………… …… 34 3.2 Structura Structura sistemul sistemului ui de ungere ungere ………….………………. ………….……………….....… ....…...…… ...……………… ………… 43 3.3 Calculul Calculul instala instalaţiei ţiei de ungere ungere ………………..……… ………………..………….………… ….……………………… …………… 51
Capitolul 4 – 4 – Calculul Calculul pompei de ungere a motorului principal …………….………… 55
4.1 Calculul Calculul geometric geometric şi funcţiona funcţionall al pompei pompei …………..…………… …………..………………...… …...….…… .…… 55 4.2 Trasarea Trasarea profilu profilului lui palei rotorice rotorice ……………………………… ……………………………………..… ……..………… ……… 63 4.3 Reprezentarea Reprezentarea grafică grafică a debitulu debituluii pompei pompei în funcţie funcţie de raza raza carcasei carcasei spirale ….. 70
Capitolul 5 – 5 – Calculul Calculul predimensional predimensional al unui schimbator schimbator de căldura cu plăci ……… 71
5.1 Calcul termic preliminar preliminar ……………………………. ……………………………..………… .………………………… ……………… 72 5.2 Calcul termic definitiv definitiv ……………………………… ……………………………………………… ……………………….. ………..... ... 74 5.3 Calcul hidraulic hidraulic al schimbătoare schimbătoarelor lor de căldură căldură ……………………….… ……………………….……...… …...… 79
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Cuprins
Capito Cap itolul lul 6 – – Expl Exploatarea oatarea in siguranta instalaţiei instalaţiei de ungere …………………………... …………………………... 81
6.1 Schema, Schema, funcţion funcţionare, are, element elementee compone componente nte ……………………………… …………………………………… …… 81 6.2 Exploatarea Exploatarea şi întreţinerea întreţinerea ………………………………… ………………………………………….. ………...…….…… .…….…… 89
Concluzii …………………………………………………………………………………… 96
Bibliografie ………………………………………………………………………………… 97
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului d e propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Introducere
INTRODUCERE
Lucrarea are drept scop analiza instalației de ungere a motorului principal a unei nave tanc de 100.000 tdw. Primul capitol al lucrării prezintă principalele dimensiuni și instalații ale navei alese. Nava prototip aleasă este un tanc petrolier având un deadweight de 100.3936 tdw la pescajul de vară, destinată ssăă transporte prod produse use petroliere „n „negre” egre” (ţiţei brut). Construcţia corpului este de tip cocă dublă, zona de marfă având un perete longitudinal etanş în P.D. şi 10 pereţi transversali etanşi (incluzând pereţii tancurilor de marfă, peretele prova al compartimentului pompe, peretele prova al compartimentului de maşini şi peretele pic picului ului pupa împreună cu peretele de coliziune). Principalele dimensiuni contructive ale navei sunt: Lungimea la plutire ……….................................. ………........................................................ ......................... ... L = 252,00 m Lăţimea ………………………………………………….……… B = 45,00 m Pescajul ………………………………………………………… T = 14,40 m Bordul liber …………………………………...………………… F = 8,05 m Înălţimea de construcţie ……………………………………..….. H = 22,45 m Capitolul doi face o scurtă analiză a calcului rezisten ței la înaintare și alegerea motorului principal de propulsie ale navei. Capitolul trei face o scurtă analiză a instala ției de ungere a motorului prezentându-se principalele elemente componente ale instala ției precum și un calcul succinct al principalilor parametrii. Instalația de ungere are rolul de a filtra, răci şi introduce uleiul de ungere sub presiune în zonele solicitate, în scopul reducerii frecării, a evacuării căldurii şi protecţiei suprafeţelor aflate în contact. Sistemele de ungere navale sunt instalaţii deosebit de complexe şi au un număr considerabil de elemente componente componente.. Dintre acestea, enumerăm: 1. po pomp mpel elee ddee ccirc ircul ulaţ aţie ie;; 2. pompel pompelee de ung ungere ere cilind cilindri; ri; 3. ta tanc ncur urile ile ddee cir circu cula laţi ţie; e; 4. se sepa para rato toar arel elee de ul ulei ei;; 11
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului d e propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Introducere
5. schimbăto schimbătoarel arelee de căld căldură ură (răcitoare (răcitoarele); le); 6. filtrele. Uleiul de ungere este pompat dintr-un tanc de fund prin intermediul pompei principale de ungeren pana la racitorul uleiului de ungere, unei valvulei termostatice si printr-un filtru de debit maxim, pana la robinetul motorului, unge lagarele principale, lagarele de ungere, amortizoarele axiale de vibratii, racitorul pistonului, lagarele incrucisate, lagarele fusului maneton. Furnizeaza ulei si unitatii de alimentare cu energie hidraulica si amortizorului momentului compensator si de vibratie torsionala. Capitolul cinci prezintă calculul pompei de ungere a motorului principal. Ultimul capitol face o scurtă analiză a calcului schimbătorului de căldură cu plăci.
12
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 TDW
CAPITOLUL 1 PREZENTAREA NAVEI TANC PETROLIER DE 100.000 TDW
1.1.
PREZENTAREA GENERALĂ A NAVEI TANC
Deadweight-ul din tema de proiectare este caracteristic tancurilor de produse „negre” adică ţiţei brut (engl. crude oil) preluat direct de la exploatarea petroliferă, mărimea deadweight-ul fiind caracteristică game gameii dimensionale SUEZMAX SUEZMAX (100.000 ÷ 180.000 180.000 tdw). Construite iniţial cu cocă simplă si tancuri mixte de balast / marfă, accidentele survenite (cu caracter caracter de dezastru maritim maritim cum ar fi cazurile navelor Torrey Cannyon, Exxon Valdez ş.a.) au determinat comunitatea internaţională să introducă reguli stricte de prevenire şi control a poluării marine cu produse petroliere. (Marpol 78 de ex.). Consecinţa pe linie constructivă şi ope operaţională raţională a fost mai întâi separarea completă a tancurilor de balast (balast segregat), în etapa următoare fiind impusă construcţia cu cocă dublă sau altă soluţie tehn tehnică ică echivale echivalentă. ntă. Prin urmare, toate ppetrolierele etrolierele construite iniţial ccuu cocăă simplă au coc au fost fie aadapta daptate te la noua cerinţ cerinţă, ă, fie au fo fost st convertite convertite la trans transportu portull unor categorii de de marfă cu carac caracter ter mai ppermisiv ermisiv (conv (conversie ersie în bulk – carriere de ex.), fie au fost imobilizate sub formă de nave de stocare de gen F.P.S.O. În situaţia transportului transportului de ţiţei brut, nava este dotată obligatoriu obligatoriu cu instalaţie de gaz inert, instalaţie ce asigură inertizarea atmosferei din tancurile de marfă pe toată durata operării (încărcare / descărcare şi transport propriu-zis). De asemenea, manipularea mărfii se face de regulă centralizat (sortimentele de marfă disponibilă la un moment dat fiind de obicei reduse ca varietate) în acest scop nava dispunând de un compartiment special alocat pentru pompele de marfă şi de balas balast.t. Nava prototip aleasă (Fig. 1.1.) este un tanc petrolier având un deadweight de 100.39 100 .3936 36 tdw la pe pesca scajul jul de vară, vară, desti destina nată tă să tra transp nsport ortee pro produs dusee petrol petrolier ieree „ne „negr gre” e” (ţiţ (ţiţei ei brut). Construcţia corpului este de tip cocă dublă, zona de marfă având un perete longitudinal etanş eta nş în P.D. P.D. şi 10 per pereţi eţi tran transve sversa rsali li etanş etanşii (incluzâ (incluzând nd pereţ pereţii ii ta tancu ncurilo rilorr de marfă marfă,, per perete etele le prova al compartimentului pompe, peretele prova al compartimentului de maşini şi peretele picului pupa împreună cu peretele de coliziune). Tancurile de marfă sunt prin urmare amplasate ampla sate pe două şirur şirurii în zona centr centrală ală cupr cuprinzâ inzând nd 6 pere perechi chi Tb. / Bb. Bb. de tancuri tancuri de de marfă, marfă, în coca dublă dublă ad adiace iacentă ntă fiind am amplasa plasate te 6 perec perechi hi în L (adică în bo bordaj rdaj şi în dubl dublul ul fund) de 13
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 TDW
tancuri tanc uri de balas balast,t, comp compartime artimentul ntul po pompe mpe fii fiind nd int interca ercalat lat între între CM şi zona zona ddee mar marfă. fă. Teuga ca atare adăposteşte spaţii de depozitare si de mentenanţă iar suprastructura ce conţine amenajările de locuit (amenajări de locuit şi spaţii sociale pentru un echipaj de 25 persoane) este amplasată amplasată la pupa, dedesubt fiind loca localizat lizat compartimentul de maşini.
Figura Fig ura 1.1. Prezent Prezentarea area navei navei în mar mar ș
1.2. PREZENTAREA GENERALĂ A INSTALA ȚIILOR DE LA BORD Instalaţia de marfă poate opera 3 sortimente de marfă simultan, sistemul fiind de tip centralizat (3 pompe centrifuge verticale de 3.500 m3 / h la 140 MCA amplasate într-un compartiment special prevă prevăzut zut în ace acest st scop în pupa tancurilor de sslop), lop), capacitatea de încărcare fiind de cca. 12.000 m 3 / h iar capacitatea de descărca descărcare re fiind de cca. 10.500 m3 / h. Motoru Mot orull pri princ ncipa ipall de pprop ropuls ulsie ie utili utiliza zatt es este te un mot motor or D Dies iesel el nava navall de tip 9 RTA72 RTA72 (WÄR (W ÄRTS TSIL ILÄ Ä – SU SUL LZE ZER) R) cu o pu pute tere re de 24 246660 kW la 90 90,8 ,8 r.p. r.p.m. m. Mo Moto toru rull es este te în 2T (reversib (rev ersibil) il) şşii are are 9 cilin cilindri dri în în lin linie ie fiind cupla cuplatt ddirect irect cu propu propulsoru lsorull (elice (elice cu cu pa pale le ffixe ixe cu diametrul de 7.200 mm), funcţionarea funcţionarea normală făcându-s făcându-see cu combustibil greu (HFO 380). Consumul zilnic de combustibil la viteza maximă, la pescajul de calcul şi la starea mării Bf2 este de cca. 63,00 tone. 14
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 TDW
Nava dispune de trei grupuri Diesel generatoare (provenienţă DAIHATSU), cu motoare motoa re de tip 6DK20 6DK20 (8 (800 00 kW la 900 900 r.p. r.p.m.) m.) şşii cu gene generatoa ratoare re de 240 kW kW,, 450 V V,, 60 H Hzz la 1800 r.p.m., r.p.m., utilizate pentru pentru produ producerea cerea eenergiei nergiei eelectrice lectrice ppee na navă. vă. Încălzirea tancurilor de marfă se face cu abur furnizat de două căldări acvatubulare MITSUB MIT SUBUSH USHII MAC MAC – 30B de cca cca.. 30 ton tonee abur abur / ooră ră la la 1,57 1,57 MPa. MPa. Pen Pentru tru con consum sumuri urile le cu cu caracter cara cter ordinar ordinar nava mai are îînn dotare dotare o ca caldari ldarină nă cu arzăt arzător or cu fu funcţio ncţionare nare automa automată tă pentru funcţionarea pe combustibil gre greuu precum şi o ccaldarină aldarină rec recuperatoare uperatoare (c (cuu gaze de evac evacuare). uare). Caldarinele pot funcţiona atât independent cât şi simultan.
Figura 1.2. Prezentarea navei acostate
Instalaţia de balast are în dotare 2 pompe centrifuge verticale cu debitul de 1.750 m 3 / h la o sarcină de 35 M.C.A. M.C.A. iar instalaţia de sa santină ntină / stripping are în dotare dotare o pompă cu piston verticală cu debitul de 200 m3 / h şi la o sarcină de 140 M.C.A.
15
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 TDW
Echipamentele Echipamente le de punte sunt următoarele:
Douăă vin Dou vinciu ciuri ri pen pentru tru an ancor corăă / manevră manevră – legare legare la pprov rova; a;
Tr Trei ei vinc vinciu iuri ri (aut (autom omat ate) e) pent pentru ru ma mane nevr vrăă – lega legare re în zona ce cent ntra rală lă ;
Trei vinciuri vinciuri hidra hidraulice ulice mane manevră vră – legare legare llaa ppupa upa (2 aautoma utomate); te); 2 bărci bărci de salvare salvare de tip înch închis is cu o capa capacitat citatee de 30 de pers persoane oane fie fiecare care şi plute plute de
salvare (2 seturi x 25 persoane persoane + 1 set x 6 persoane ; 2 gruie gra gravitaţionale vitaţionale pe puntea principală la bordaj; bordaj;
Două macarale macarale eelectro lectrohidra hidraulice ulice pent pentru ru mane manevrare vrareaa furtu furtunuril nurilor or de marfă marfă în zon zonaa manifoldului, având având o sarcină ddee ridicare de 15 tone la bătaia de 10 m;
Două macarale pentru servicii (o macara pentru piese de schimb şi reparaţii în pupa Bb. cu sarcina de de 7 tone / 10 m şi o macara pentru provizii în pupa Tb. cu sarcina de 1 tonă / 10,9 m);
1 bowthruster KAWASAKI de 500 500 HP cu elice ccuu pas reglabil (C.P.P (C.P.P). ). Echipamentele Echipamente le de navigaţie şi de comunicaţii sunt următoarele:
Două radare de tip ARPA (1 x bandă bandă X şi 1 x ban bandă dă S);
Compas magnetic, girocompas şi autopilot;
Loch Lo ch Dop Dopple pler; r;
2 x DGPS;
Anemometru;
Comenzi maşină pe aripile laterale ale punţii de comandă;
Radiotelegraf (HF / MF TLX);
3 staţii VHF;
NAVTEX;
AIS, fax, ECDIS;
2 staţii INMARSAT C. Nava a fost proiectată şi construită cu cocă dublă (double hull), spaţiul astfel
disponibil fiind utilizat pentru tancuri de balast (55.261 m 3), combustibil greu (3.314,4 m3), motorină (333 m3) şi apă dulce (424 m3). Sistemul de osatură utilizat este cel longitudinal iar materialul de construcţie construcţie al corpului este oţelul slab aliat de rezistenţă sporită. 16
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 TDW
Pereţii transversali etanşi sunt în numă numărr de 9 fiind continui din bord bord în bord, structura acestora ace stora fi fiind ind de tipul pla planşeu nşeu întărit întărit cu monta montanţi. nţi. Per Pereţii eţii de delimitea limitează ză picurile picurile prova prova şi pupa pupa,, compartim comp artimentul entul ddee maşi maşini ni pre precum cum şi ta tancuri ncurile le de ma marfă, rfă, slop, balast balast (în coca coca dublă) dublă) prec precum um şi compartimentul pompe pompe adiacent în siste sistem m baionetă la C.M.. C.M.. Zonaa ddee navig Zon navigaţie aţie este nelim nelimitată, itată, auton autonomia omia nave naveii fiind de aprox. aprox. 21.0 21.000 00 Mm la vitezaa de serv vitez serviciu iciu de de 16,4 16,4 Nd (la pesca pescajul jul de calc calcul) ul) şi având având un bu buncăr ncăr de cca cca.. 3.4 3.400 00 tone de păcură. 1.3. CARACTERISTICILE PRINCIPALE ALE NAVEI
ȘI ALE CORPULUI
Lungimea la plutire ………..................... ………........................................... ..................................... ............... L = 252,00 m Lăţimea……………………… Lăţimea……… …………………………… ………………………….… …………….……… …… B = 45,00 m Pescajul…………………… Pescajul…… …………………………… …………………………… ……………………… ……… T = 14,40 m Bordul liber…………………………… liber…………………………………...……… ……...………………… ………… F = 8,05 m Înălţimea de construcţie……… construcţie……………………… …………………………… ……………...…. ...…. H = 22,45 m Coeficientul bloc…………………………………………………CB = 0,848 Coeficientul plutirii de plină încărcare………………….…….. încărcare………………….…….. CWP = 0,908 Coeficientul prismatic vertical………… vertical……………….……… …….…………………C …………CVP = 0,933 Coeficientul secţiunii maestre………………………………..….CM = 0,994 Coeficientul cilindric (prismatic longitudinal)…………………..C longitudinal)…………………..CP = 0,853 Volumul carenei………………………..………………………. = 13 1370 7068 68,0 ,088 m3 Deplasamentul Deplasam entul masic……… masic……………… ……………… ……………… …………….… …….……... …... D = 14049 140494,78 4,78 tone Deadweight-ul………………………………………………….. DW = 163 163.40 .4000 tdw Viteza de marş……………………………………………………..v N = 16, 16,00 00 Nd Dat fiind că dimensiunile calculate caracterizează o navă cu cocă simplă, pentru a asigura deadweight-ul în condiţiile carenei date dar cu dublă cocă (tancuri de balast laterale şi în dublul fund), vom compensa pierderea de volum intern aferent tancurilor de marfă prin adoptarea soluţiei constructive tip „bord liber excesiv”. În acest caz, tancurile de marfă situat situatee ce centra ntrall împ împreu reună nă ta tanc ncuri urile le de ba balas lastt late lateral ralee sunt sunt supraî supraînăl nălţate ţate cu tot tot cu puntea puntea principală, valoarea volumului generat de supraînălţarea punţii principale compensând compensând volumul pierdut prin alocarea acestuia tancurilor de balast laterale si în dublul fund. 17
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 TDW
Configuraţia cu bord bord liber în exces eeste ste o soluţie utilizată pentru pentru tancurile de mărimi mărimi mari şi foar foarte te mar marii în ulti ultimul mul ca cazz dune duneta ta fiin fiindd chia chiarr decalată decalată llaa un etaj etaj ma maii jos faţă faţă de ppuntea untea principală în zona de marfă deoarece supraînălţarea punţii duneta în această zonă (cu consecinţe majore asu asupra pra maselor dată fiind mărimea navei) navei) este complet inu inutilă, tilă, ba chiar penalizantă. Pe de altă parte, coca dublă pune probleme de coroziune a spaţiului de balast precum şi probleme de securitate în cazul fisurării pereţilor adiacenţi, de regulă acest spaţiu fiind inertizat la fel ca tancurile de marfă (mai ales la tancurile de ţiţei ţiţ ei brut). Conform Anexei I MARPOL lăţimea minimă a tancurilor laterale de balast este de 2,00 m iar înălţimea minimă a plafonu plafonului lui dublului fund este de 1,00 m. Adoptând valoarea de 2,00 m pentru ambii parametri, pentru pentru a asigura o secţiune transversală echivalentă echivalentă a zonei de marfă va ffii necesa necesară ră o mărir măriree a bordului bordului liber de ccca. ca. 4,65 m (valo (valoare are comp comparab arabilă ilă ccuu approx. approx. aceea caracteristică caracteristică pentru două etaje de supras suprastructură). tructură). Dat fiind că dimensiunile navei sunt totuşi rezonabile, duneta va fi situată la aceeaşi înălţime cu puntea principală în zona de marfă. În consecinţă, consecinţă, soluţia adoptată (Figura 1.3) urmează direcţiile de ma maii sus. Astfel, nava are o zonă zonă de marfă supra supraînălţa înălţată tă în configura configuraţie ţie tip „bord liber excesiv” excesiv” cu tancuri tancurile le de marf ma rfăă pe două două şi şiru ruri ri (6 pe pere rech chii de de ta tanc ncur urii ccen entr tral alee ccuu pe pere rete te lo long ngit itud udin inal al et etan anşş în P. P.D) D) înconjura înco njurate te de tanc tancurile urile de bala balast st (12 tancu tancuri ri în dublul fun fundd şi câte 6 tancuri tancuri laterale laterale în fiecare bordaj). Osatura punţii principale (atât în tancurile de marfă cât şi în tancurile de balast) este dispusă la interior (configuraţie convenţională), ordinul de mărime al structurii punţii făcând inutile avan inutile avantajel tajelee am amplas plasării ării la ex exterio teriorr a rigidiz rigidizărilo ărilorr ac aceste esteia ia (spălarea (spălarea mai lejeră a tancurilor de marfă de ex.). Deasupra acesteia acesteia există o pasarelă ce sprijină tubulaturile de ma marfă rfă şi sistemele antiantiincendiu (5 tunuri cu ap apăă / spumă). spumă). Manevra furtunurilor ddee cuplare la instalaţia de la ma mall se face cu macarale macarale hidraulice, câte câte una în fieca fiecare re bord în zona manifoldulu manifoldului.i. Nava are un compartiment pompe de marfă amplasat tampon între tancul de slop şi compartimentul maşini. De aasemenea, semenea, dat fiind caracterul mărfii (ţiţeiul bbrut rut conţine gaze cu volatilitat vola tilitatee apre apreciab ciabilă) ilă) este pr prezen ezentă tă şi o ins instalaţ talaţie ie de ga gazz inert, in instala stalaţie ţie care care asigură asigură atât atât inertizarea spaţiului liber din tancurile de marfă cât şi a spaţiilor libere sau a tancurilor de balast din coca coca dublă în situaţia când ac acestea estea sunt go goale. ale. 18
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea navei tanc petrolier de 100.000 TDW
Propulsia este asigurată de un motor Diesel lent în 2 T, cuplat direct cu propulsorul (elice cu pale fixe), soluţie având un caracter de economicitate ridicată şi oricum uşor de implementat date fiind dimensiunile navei.
Figura 1.3. Nava Nava de proiectat proiectat (plan general) general)
19
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
CAPITOLUL 2
ANALIZA COMPARATIVĂ A REZISTENȚEI REZISTENȚEI LA ÎNAINTARE A NAVEI
2.1. CALCULUL REZISTENŢEI LA ÎNAINTARE PRIN METODA SERIILOR JAPONEZE
Una dintre tendinţele industriei navale actuale, caracteristică îndeosebi Japoniei, este reprezentată prin construcţia navelor cu capacitate mare de încărcare (petroliere, mineraliere, vrachiere), care asigură sporirea eficienţei economice, în condiţiile unor viteze de deplasare relativ mici. Aceste tipuri de nave, caracterizate prin dimensiuni mari, forme geometrice pline, porţiune cilindrică prelungită, dispusă în zona centrală şi viteze mici, sunt mai uşor de realizat din punct punct de vedere tehnologic. tehnologic. [1] Bazinele hidrodinamice japoneze au efectuat încercări sistematice cu modele de nave, apar ținâ ținând categoriei menţionate mai înainte. Încercările s-au făcut f ăcut în următoarele condiţii: caracteristicile geometrice ale modelelor testate au fost: rezistenţa rezis tenţa princip principală ală R m, la înaintarea modelului modelului încercat, a fost determinată pentru Fr = 0,14; 0,16; 0,17; 0,18; 0,19; 0,20; 0,21; 0,22 rezistenţa rezis tenţa de de presi presiune une R PPmm, a modelului, s-a determinat determinat cu relaţia: R Pm
în care
R m
R Fm
a fost calculată cu: R Fm
[kN] C Fm
(2.1) ρ m v m2
S m
[kN]
(2.2)
2
undee pe und pentr ntruu CFm s-a utilizat formula lui Schoenherr. coeficientul rezistenţei rezistenţei de presiune s-a calculat cu formula: C P
2
2/3
R Pm / ρv mV m
(2.3)
Testările au fost efectuate pentru trei situaţii de navigaţie şi anume: la plină încărcare, la jumătate încărcare şi în balast. Cu rezultatele obţinute s-au construit trei serii de diagrame, care permit determinarea coeficientului rezistenţei de presiune, pentru situaţiile de încărcare amintite mai înainte. În lucrarea de faţă, va fi prezentată seria de diagrame corespunzătoare navigaţiei la plină încărcare, considerând că această situaţie este specifică majorităţii cazurilor, întîlnite în practică. 20
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
Seria cuprinde : -
diagra diagramel melee pe pentr ntruu de deter termin minare areaa va valor lorilor ilor ccoef oefici icient entulu uluii reziste rezistenţe nţeii de pres presiun iunee C’P, al navei cu BX/T = 2,46, în funcţie de LCWL/BX [6,2; 1,6] si CB [0,77;0,84],
-
corespunzătoare corespunză toare numerelor Fr = 0,14; 0,16; 0,17; 0,18; 0,19; 0,20; 0,21; 0,22. diagra diagramel melee pent pentru ru det determ ermina inarea rea va valor lorilo ilorr coef coeficie icientu ntului lui rezis rezisten tenţei ţei de pres presiun iunee C"P, al [6,2;; 7, 7,66] şşii CB e[0,77; 0,84], navei cu Bx/T = 2, 2,776, în func funcţi ţiee de LCWL/BX [6,2 corespunzătoare corespunză toare numerelor Fr = 0,14; 0,16; 0,17; 0,18; 0,19; 0,20; 0,21; 0,22. Fiecare Fiec are diagr diagramă amă are înscr înscrisă isă valoarea valoarea rapo raportului rtului BX/T şi res respec pectiv tiv a număru numărului lui Fr Fr.. Valorile Valo rile coefi coeficienţ cienţilor ilor reziste rezistenţei nţei de pres presiune iune C’P, C"P, ap apar ar su subb form formaa un unor or ggra rafi fice ce
care, sunt raportate raportate la sistemul sistemul de coordona coordonate te avind: LCWL/BX, ca axă axă a ab absc scis isel elor or şi CB, ca ordonată. Modul de utilizare al diagramelor din seria japoneză este: -
se ca calc lcul ulea ează ză numă număru rull Fr Fr p, corespunzător navei de proiectat, cu formula: F r
v
g LWL
(2.4)
-
se ale alege ge diagra diagrama ma ccee are îns înscri crisă să pe ea Fr = Fr P;
-
se calculează LCWL/BX;
-
se fix fixea ează ză ppun unct ctul ul A’ A’pe pe ax axaa ab absc scis isel elor or diag diagra rame meii ale alese se mai mai înai înaint nte, e, ast astfe fell încît încît OA’ OA’ = LCWL/BX (v. fig.2 fig.2.3 .3.. );
Figura 2.1.Diagrama seriei Japoneze [1]
-
se fi fixe xeaz azăă punc punctu tull A" A",, pe or ordo dona nată tă,, as astf tfel el în încî cîtt O A" — CB; vert ve rtic ical alaa dus dusăă pri prinn A’ în întî tîln lneş eşte te or oriz izon onta tala la du dusă să pr prin in A", A", în pu punc nctu tull A; 21
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
-
valoa valoarea rea înscr înscrisă isă pe pe curba curba ca care re tre trece ce pr prin in pu punct nctul ul A, rep reprez rezint intăă coe coefic ficien ientul tul re rezis zisten tenţei ţei de pre presiu siune ne C’P, res respectiv tiv C"P (dacă A nu est estee situat situat pe una din din curb curbee se inte interpole rpolează ază liniar);[ 1 la l a pag 330-337].
Dacă Fr p [0,14; 0,22], dar este diferit de: 0,14; 0,16; 0,17; 0,18; 0,19; 0,20; 0,21; 0,22, at atun unci ci C’ p p , respectiv C"P se determină interpolând liniar rezultatele obţinute prin utilizarea celor două diagrame, care delimitează acest caz . În continuare, se prezintă etapele ce trebuiesc parcurse pentru calculul rezistenţei la înaintare principale, prin metoda seriei japoneze. Calculul Calc ulul rezis rezistenţe tenţeii de frec frecare are Coeficientul rezistenţei de frecare se calculează cu relaţia: CF = CF0 + CAR
(2.5)
în care: CF0 se determină, determină, în funcţie de numă numărul rul R e, cu formula lui Schoenherr, CAR se consid consideră eră în fun funcţie cţie ddee lun lungimea gimea nav navei, ei, din tabe tabelul lul 2.1. Tabel Ta belul ul 2.1 2.1.. Lungimea navei la plutire LWL [m]
CAR
100
0,4 10-3
150
0,2 10-3
200
-0,1 10-3
250
-0,3 10-3
300 şi mai mult
-0,4 10-3
Considerăm CAR = - 0 , 3 10-3 Pentru calculul rezistenţei de frecare se utilizează utiliz ează relaţia generală : R F
C F
ρv 2
2
S
[kN]
(2.6)
în care se introduce introduce valoar valoarea ea coefic coeficientu ientului lui CF, dată de relaţia relaţia (2.5 (2.5). ). Aria supr suprafeţe afeţeii udate a carenei, necesară în relaţia (2.6), se determină cu formula: S = 1,81 1,81 LCWLT + V/T=16184,448 [m2]
22
(2.7)
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
în care: -
V este ste volum olumul ul caren renei în m3,
-
LCWL şi T sunt sunt lungimea şi pescajul navei la plină încărcare, încărcare, în m. Determinarea rezistenţei de presiune Coeficientul rezistenţei de presiune se determină astfel:
-
cun unos osccând vvaalori lorile le:: F Fr r p ,LCWL BX , CB, corespunz corespunzătoa ătoare re navei navei de proiecta proiectat,t, se aleg diagramel diag ramelee potrivite potrivite şi pe baza indicaţiilo indicaţiilorr pre prezentate zentate mai înain înainte te se determ determină ină C’P, C”P, pentru BX /T== 2,46; 2,76;
-
se cal calcu cule leaz azăă di dife fere renţ nţaa di dint ntre re coe coefi fici cien enţi ţiii C"P şi C’P : δCP = C”P- C’P;
-
se dete determi rmină nă coef coefici icient entul ul re rezis zisten tenţei ţei de ppres resiun iunee corec corectat tat,, pentr pentruu BX /T al nave naveii ddee proiectat, utilizând în acest acest scop re relaţia: laţia: C P
C ’P δC P BX / T
(2.8)
0,3 2,46
Rezistenţa de presiune se calculează cu formula: R P
(2.9)
C P ρ v 2V 2 / 3
în care: -
CP - este cel cel calcu calculat lat cu (2.8) (2.8),,
-
ρ - re repr prez ezin intă tă de dens nsit itat atea ea ap apei ei în t/ t/m m3,
-
v - viteza navei în m/s,
-
V - volumul carenei în m3. Calculul rezistenţei la înaintare înaintare princ principale ipale Se utiliz utilizea ează ză relaţ relaţia ia (2.1 (2.10), 0), îînn car caree R F şi R P au valorile calculate la punctele a, b din
acest paragraf: R=R F + R P
(2.10)
Caracteristicile diagramelor, prezentate în paragraful de faţă, sugerează că metoda seriei japoneze, de determinare a rezistenţei la înaintare principale, se poate aplica navelor mari cu forme pline şi lente.
23
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
Tabelul 2.2. Calculul rezistenţei la înaintare principale Viteza
Viteza
Numărul
Coeficientul
[Nd]
[m/s]
Reynolds
rezistenţei de rezistenţei de de frecare
(Re)
frecare
Coeficientul
al
plăcii netede
frecare corpului
echivalente
navei
Rezistenţa
Numărul Froude
a [kN]
0
0
0
0
0
0
0
2
1.028
1.90762887
0.001849
0.001549
10.44446
0.020676
4
2.056
3.81525773
0.001688
0.001388
37.43554
0.041351
6
3.084
5.7228866
0.001605
0.001305
79.19316
0.062027
8
4.112
7.63051546
0.001568
0.001268
136.7961
0.082702
10
5.14
9.53814433
0.00151
0.00121
203.9671
0.103378
12 14
6.168 7.196
11.4457732 13.3534021
0.001472 0.001446
0.001172 0.001146
284.4885 378.6303
0.124054 0.144729
15
7.71
14.3072165
0.001422
0.001122
425.5494
0.155067
16
8.224
15.2610309
0.001404
0.001104
476.4131
0.165405
17
8.738
16.2148454
0.001386
0.001086
529.0568
0.175743
Tabelul Tabe lul 2.2. Calc Calculul ulul rezis rezistenţe tenţeii la înaintare pr princip incipale(C ale(Contin ontinuare) uare) Viteza
Viteza
Coeficientul
Rezistenţa
de Rezistenţa
la
[Nd]
[m/s]
rezistenţei de
presiune
înaintare principală
presiune corectat
[kN]
[kN]
0
0
0
0
0
2
1.028
0.0001289
0.287401
10.73186
4
2.056
0.0002511
2.24033
39.67587
6
3.084
0.0003711
7.44938
86.64254
8
4.112
0.0005089
18.15815
154.9543
10
5.14
0.001
55.7555
259.7225
12
6.168
0.002
160.5758
445.0644
14
7.196
0.0029753
325.1467
703.777
15
7.71
0.0039127
490.8519
916.4013
24
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei 16
8.224
0.0048753
695.8762
1172.289
17
8.738
0.0058017
934.8422
1463.899
2.2. DETERMINAREA REZISTENŢEI LA
ÎNAINTARE SUPLIMENTARE
Rezistenţa la înaintare principală se referă la acţiunea forţelor hidrodinamice, asupra carenei nude, pe timpul mişcării navei în apă liniştită. În realitate, navele sunt prevăzute cu o serie de apendici, amplasaţi în afara suprafeţei udate, care abat liniile de curent de la direcţia lor obişnuită, modificând spectrul hidrodinamic din jurul corpului. De asemenea, în multe situaţii reale, suprafaţa liberă a apei prezintă valuri, care influenţează influenţează rezistenţa la înaintare a navei. [1] Partea emersă a corpului se deplasează prin aer. Interacţiunea dintre aer şi navă determină, atât în atmosfera calmă, cat mai ales în condiţii de vânt, modificarea rezistenţei la înaintare. Factorii descrişi mai înainte, conduc la apariţia rezistenţei la înaintare suplimentare (secundare). Rezistenţa la înaintare suplimentară, R s, reprezintă o fracţiune din rezistenţa la înaintare totală şi este determinată de interacţiunea dintre apă şi apendici, de acţiunea valurilor mării respectiv a ae aerului rului atmosferic asupra ccorpului orpului navei, la de deplasarea plasarea aceste acesteia ia cu o anumită viteză. Pe baza acestei afirmaţii se poate scrie: R S
R AP RVM
(2.11)
R AA
unde: -
R AP AP reprezintă rezistenţa la înaintare datorată apendicilor,
-
R VM rezistenţa la înaintare generată de valurile mării, R AA AA rezistenţa la înaintare datorată aerului. [1] Rezistenţa la înaintare datorată apendicilor Apendicii sunt elemente constructive situate sub planul plutirii si care ies în afara
suprafeţei udate a corpului navei. Printre apendicii apendicii mai importanţi se me menţionează: nţionează: cav cavaleţii aleţii de susţinere aaii axelor port elice elice;; axe axele le po port rt - elice; elice; pa panta ntalon lonii ii axelor axelor por portt - elic elice; e; câ cârme rmele; le; cârme cârmele le de ruliu ruliu;; apa aparat raturi urile le cârmelor; chilele de ruliu; vibratorul sondei acustice şi brâiele de acostare.
25
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
În faza iniţială de proiectare, proiectare, nea neavând vând date suficiente referitoare la dimensiunile, formele geometrice şi amplasarea apendicilor pe suprafaţa udată, rezistenţa la înaintare totală a acestora se determină cu relaţia: 2
R AP
C AP
ρ v
2
S
[kN]
(2.12.)
în care: -
S - su supr praafa faţa ţa udată dată a ccaaren renei în în [[m m2],
-
ρ - densita itatea apei în în [kg [kg/m3],
-
v - viteza navei în în [m/s],
-
CAP - coeficientul rezistenţei aapendicilor pendicilor se alege din tabele în funcţie funcţie de tipul navei şşii are valoa valoarea rea [1]:
Tabelul Tabel ul 2.3 Tipul navei
Nr. crt.
CAP
1
Nave maritime cu o elice şi apendicii corect proiectaţi
(0,05 … 0,15) ∙10-3
2
Nave maritim time cu două elic lice şi apendicii corec rect proi roiecta taţţi
(0,20 … 0,30) ∙10-3
3
Nave maritime cu apendici mari, incorect proiectaţi
(0,50 … 0,80) ∙10-3
4
Nave fluviale cu o elice
5
Nave fluviale cu două elice
(0,15 … 0,20) ∙10-3
6
Nave catamaran
(0,05 … 0,10) ∙10-3
0,1∙10-3
Considerăm CAP = 0,0001. Rezistenţa la înaintare generată de valurile mării Din experimentele efectuate pe modele şi din datele statistice, culese în timpul navigaţiei diferitelor nave, a rezultat faptul că, în timpul marşului pe valuri, rezistenţa la înaintare înregistrează o creştere apreciabilă. Această creştere este datorata rezistenţei rezistenţei suplimentare generală de valurile mării. În majoritatea cazurilor, apariţia şi menţinerea stării de agitaţie a mării se datorează vântului. Cadrul natural nu oferă posibilitatea separării rezistenţei la înaintare generată de valurile mării de cea datorată aerului. Separarea celor două componente ale rezistenţei la 26
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
înaintare suplimentare se realizează în bazinele de încercări, unde valurile sunt create pe cale artificială. În faza iniţială de proiectare, rezistenţa la înaintare generată de valurile mării se poate determina cu relaţia: RVM
C VM
ρ v
2
S
[kN]
(2.13)
Valoarea coeficientului CVM se alege din tabele în funcţie de gradul de agitaţie al mării măr ii şi es este te [1]: Tabel Ta belul ul 2.4 Gradul de agitaţie al
CVM
mării după Beaufort
(0,1 … 0,2)∙10-3
1…2
-3
3…4 5…6
(0,3 … 0,4)∙10 (0,5 … 0,6)∙10-3
Considerăm CVM = 0,0003. Rezistenţa la înaintare datorată aerului Rezistenţa la înaintare datorată aerului se manifestă atât pe timpul navigaţiei într-o atmosferă calmă cât mai ales în condiţii de vânt. În ipoteza unei atmosfere calme, rezistenţa la înaintare datorată aerului este mică. Ea reduce viteza navelor cu aproximativ (0,2…0,3) Nd. Pentru aprecierea rezistenţei rezistenţei la înaintare datorată datorată aerului, în faza iniţială de proiectare, se recomandă formula aproximativă: R AA
k
R
aer
(2.14)
în care: R reprezintă rezistenţa la înaintare principală exprimată în kN, iar k aer aer un coeficient adimensional.
27
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
Valoarea coeficientului k aer corespunzătoare vântului ddee forţa 6 pe scara Be Beaufort, aufort, se aer , corespunzătoare alege din tabele în funcţie de tipul navei şi este: Tabel Ta belul ul 2.5 Nr. crt.
Tipul navei
kaer
1
Tancuri petroliere
0,01 … 0,03
2
Nave pentru transportul mărfurilor generale
0,01 … 0,02
3
Nave pentru transportul cherestelei
0,03 … 0,07
4
Nave militare
0,02 … 0,03
Rezultă k aaer er = 0,015.
Tabelul 2.6. Calculul rezistenţei la înaintare su suplimentare plimentare Rezistenţa la Rezistenţa la Rezistenţa la Rezistenţa Viteza Viteza [Nd]
[m/s]
înaintare
înaintare
înaintare
înaintare
datorată
generată de
datorată
suplimentară
apendicilor(RApi)
valurile mării aerului (RAai) (RSi)
[kN]
(RVmi)[kN]
[kN]
[kN]
0
0
0
0
0
0
2
1.028
0.876553
1.75310523
0.107319
2.7369765
4
2.056
3.50621
7.01242094
0.396759
10.91539
6 8
3.084 4.112
7.888974 14.02484
15.7779471 28.0496837
0.866425 1.549543
24.533346 43.624069
10
5.14
21.91382
43.8276308
2.597225
68.338672
12
6.168
31.55589
63.1117884
4.450644
99.118326
14
7.196
42.95108
85.9021565
7.03777
135.891
15
7.71
49.30608
98.6121694
9.164013
157.08227
16
8.224
56.09937
112.198735
11.72289
180.021
17
8.738
63.33093
126.661853
14.63899
204.63177
28
la
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei 2.3.
DETERMINARE DETERM INAREA A REZISTE REZISTENŢEI NŢEI LA ÎNAINTARE ÎNAINTARE TOTALE TOTALE ŞI A
PUTERII DE REMORCARE
Rezistenţa la înaintare totală a navei se determină în baza faptului că:
[kN] (2.15) în care: R reprezintă rezistenţa la înaintare principală, iar R S reprezintă rezistenţa la înaintare R T
R
R S
suplimentară. Deplasarea navei prin apă, cu o anumită viteză constantă, se realizează cu ajutorul instalaţiei de propulsie care, prin forţa ce o dezvoltă, trebuie să învingă rezistenţa la înaintare totală. Puterea instalaţiei de propulsie reprezintă lucrul mecanic realizat de aceasta, în unitatea de timp, pentru a învinge rezistenţa la înaintare totală. Puterea de remorcare remorcare este produ produsă să de elice şşii are relaţia de definiţie: [kW] Pr 1,36 RT v [CP]
(2.16) (2.17)
T v Pr R
în care : -
R T - rezis rezistenţa tenţa la înaintare înaintare tot totală ală în kN,
-
v - viteza navei în în m/s. Tabelul 2.7. Calculul rezistenţei rezistenţei la înaintare totale şi a puterii de re remorcare morcare
Rezistenţa
la Rezistenţa
la Rezisteanţa la Puterea
Viteza
înaintare
înaintare
înaintare
remorcare
[Nd]
principală
suplimentară
totală (R TTii)
navei (Pri)
[kN]
(RSi)[kN]
[kN]
[kW]
0
0
0
0
0
2
10.73186
2.7369765
13.46884
13.84597
4
39.67587
10.91539
50.59126
104.0156
6
86.64254
24.533346
111.1759
342.8664
8
154.9543
43.624069
198.5784
816.5543
10
259.7225
68.338672
328.0612
1686.235
12
445.0644
99.118326
544.1827
3356.519
14
703.777
135.891
839.668
6042.251
29
de a
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei 15
916.4013
157.08227
1073.484
8276.558
16
1172.289
180.021
1352.31
11121.4
17
1463.899
204.63177
1668.531
14579.62
Figura 2.1. Reprezentarea grafică a rezistenţei la înaintare
Figura 2.2. Reprezentarea grafică a puterii de remorcare remor care
30
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei 2.4. CALCUL PUTERII NECESARE MAŞINII DE
PROPULSIE Puterea de remorcare (de împingere) este puterea realizată la nivelul propulsorului; pentru a determina puterea necesară la nivelul flanşei maşinii termice de propulsie, se efectuează un calcul în care se ţine seama de randamentul mecanic al propulsorului, al cuplajelor şi mecanismelor care alcătuiesc instalaţia după cum urmează: -
randamentul propulsorului:
η p ≈ 65 %;
-
randamentul tr transmisiilor mecanice/linia de arbori:
ηla ≈ 9 8 % ;
Se determină următoarele valori: -
putere putereaa necesa necesară ră la niv nivelu elull pprop ropuls ulsoru orului lui:: P p
-
Pr
η p
Pr
[kW]
0,65
(2.18)
putere putereaa ne nece cesar sarăă la nive nivelul lul tr tran ansmi smisii siilor lor mec mecani anice: ce: Pla
P p η la
P p
0,98
[kW]
(2.19)
La nivelul maşinii termice de propulsie se ia în calcul şi o rezervă de putere de 10% pentru a acoperi necesarul de putere la funcţionarea în suprasarcină, pentru a evita suprasolicitarea acesteia. Din cele de mai sus, rezultă: Pnec
P la
Pla
0.1 [kW]
(2.20)
Tabelul 2.8. Calculul rezistenţei rezistenţei la înaintare totale şi a puterii de re remorcare morcare Viteza
Puterea
[Nd]
remorcare
de Puterea
la Puterea
la Puterea
la
elicei, nivelul liniei de flanșa
a nivelul
Puterea
la
flanșa
navei, Pri
Pp
arbori, Pla
motorului, Pla
motorului, Pla
[kW]
[kW]
[kW]
[kW]
[CP]
0
0
0
0
0
0
2
13.84597
21.30149
21.7362112
24.151346
32.84583
4
104.0156
160.024
163.289843
181.43316
246.7491
6
342.8664
527.4868
538.251846
598.05761
813.3583
8
816.5543
1256.237
1281.87482
1424.3054
1937.055
10
1686.235
2594.207
2647.15018
2941.278
4000.138
31
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei 12
3356.519
5163.875
5269.26021
5854.7336
7962.438
14
6042.251
9295.771
9485.4803
10539.423
14333.61
15
8276.558
12733.17
12993.0273
14436.697
19633.91
16
11121.4
17109.85
17459.0259
19398.918
26382.53
17
14579.62
22430.19
22887.9464
25431.052
34586.23
Figura 2.3. Reprezentarea grafică a puterilor la nivelul elementelor sistemului de propulsie
Figura 2.4. Reprezentarea grafică a puter ilor ilor de remorcare și a motorului principal princip al
32
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala la ției de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Analiza Anali za comparativă comparativă a rezistenței la înaintare a navei
2.5. ALEGEREA MOTORULUI PRINCIPAL DE PROPULSIE
În industria de profil, atât fabricanţii de motoare navale cât şi fabricanţii de elice oferă produse ce se încadrează în game ce au caracteristici incrementale. Prin urmare, pe baza rezultatelor calculelor de mai sus se vor căuta în oferta disponibilă (destul de generoasă de altfel) produsele cu caracteristicile cele mai apropiate de cele necesare, în vederea realizării unei construcţii cu parametri funcţionali cât mai apropiaţi de cei optimi. Astfel, din catalogul firmei MAN B&W putem alege un motor tip 7S80 MC (Figura 3.12) având următoarele caracteristici esenţiale: -
Pute Putere re nom nomin inal ală: ă: 225. 5.04 0400 kW (3 (33. 3.48 4800 BH BHP) P)
-
Tura Turaţi ţiee nnom omin inal ală: ă: 78, 78,66 r. r.p. p.m. m.
-
7 cili cilind ndri ri îînn lini linie, e, tra trans nsmi misi siee ddire irect ctăă
Figura 2.5. Motorul ales pentru propulsie
33
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
CAPITO CAP ITOLUL LUL 3 PREZENTAREA ȘI
3.1. ROL
CALCULUL INSTALAȚIEI DE UNGERE
ŞI SCHEME FUNCŢIONALE
Are rolul de a filtra, răci şi introduce uleiul de uungere ngere sub presiune în zonele solicitate, în scopul scopul reducerii frecării, a evacuării căldurii şi protecţiei suprafeţelor suprafeţelor aflate în contact. Sistemele de ungere ungere întâlnite la na nave ve se clasifică după: •
modul de introducere a uleiului în zona de lucru:
•
sub presiune:
• joasă, la ungerea ungerea lagărelor greu solicitate ale motorului; • •
înaltă, la ungerea cilindrilor motoarelor lente; gravitaţio grav itaţional, nal, va variantă riantă ce înlo înlocuie cuieşte şte ungerea ungerea de jo joasă asă pres presiune iune la ssistem istemee mai
puţin solicitate, presiunea presiunea fiind creată creată de o coloană de ulei; • prin barbotare, la motoarele cu ca carter rter umed; • prin stropire, la ungerea ungerea mecanis mecanismelor melor cu roţi dinţate; •
ce ceaţă aţă de ule ulei,i, la ung ungere ereaa me mecan canism ismelo elorr co compl mplexe exe uşo uşorr solic solicita itate te şi/sa şi/sauu ca care re
lucrează lucre ază la turaţii ridic ridicate; ate; •
mixt;
•
natura circuitului realizat:
•
circuit deschis, prezent prezent doar la motoarele lente care utilizează utilizează combustibil greu;
•
circuit închis;
•
modul de antrenare al pompelor de ulei:
•
independent;
•
articulate pe motor;
•
mixt;
•
ansamblul deservit;
•
cilindri, circuit deschis la motoarele lente;
•
cap de cruce, cruce, palie paliere re şi bielă;
•
mecanisme de distribuţie; 34
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
•
agregate de turbosupraalimentare turbosupraalimentare;;
•
linia axială;
•
compresor;
•
reductor; În funcţie de sistemul de ungere folosit, motoarele navale navale se clasifică în:
•
motoare cu carter umed, uzual la motoarele auxiliare;
•
motoare cu carter uscat, la motoarele principale.
Sistemele de ungere navale sunt compuse din mai multe componente majore cum ar fi: •
subsistemul de amb ambarcare arcare şi transfer uleiuri, care face pparte arte din instalaţiile
generale ale navei, neintrând în sfera de interes al acestei lucrări, nefiind deci prezentat; acesta are are rolul de a depozita şi vehicula uleiurile existente la navă asigurând alimentarea cu uleiurile corespunzătoare corespunzătoare celorlalte subsiste subsisteme me şi evacuarea celo celorr uzate; • subsistem subs istemul ul de sep separare arare ca care re reali realizează zează regen regenerare erareaa uleiu uleiului lui lucr lucrat at prin eliminarea corpurilor străine şi a apei; •
subsistem subs istemul ul de un unger geree al motorului motorului pr princip incipal, al, ca care re are rolul de a unge şi răci
mecanismele motorului motorului principal şi care, la rândul său, cuprin cuprinde de o serie de subsisteme; •
subsistemul de ungere al motoarelor auxiliare;
•
subsistem subs istemul ul de unge ungere re al reducto reductoarelo arelorr şi lagăre lagărelor lor liniei axi axiale, ale, ca care re de
asemenea nu va fi prezentat. 3.1.1 SISTEMULUI DE UNGERE AL MOTOARELOR P PRINCIPALE RINCIPALE
Sistemul de ungere aall motoarelor pprincipale rincipale lente este deos deosebit ebit de ccomplex omplex şi se caracterizează caracterizea ză prin existenţa tuturor tipurilor de de ungere. Comp Componentele onentele cele mai importante sunt : • subs subsistem istemul ul de ung ungere ere de jo joasă asă şi medi mediee pres presiune iune,, reali realizat zat în cir circuit cuit în închis chis,, care
deserveş dese rveşte te toate meca mecanisme nismele le motoru motorului lui şi rrealiz ealizează ează chia chiarr şi ră răcirea cirea piston pistonului ului la une unele le motoare; • subsistemul de ungere al agregatului de supraalimentare;
înaltă ltă presiune, de ungere ungere ccilindri ilindri în circuit de deschis. schis. • subsistemul de îna
35
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere Sistemul de ungere de joas ă presiune al
motoarelor lente este preze motoarelor prezentat ntat în fig figura ura 3.1;
este de tipul cu carter uscat, tancul de circulaţie ulei aflându-se sub motorul principal în dublull fund, sub dublu sub formă de tanc tanc struc structural tural şi prevăzut prevăzut cu serpe serpentină ntină de încă încălzire lzire ccuu abur. D Din in acest tanc, după ce a trecut prin filtrele ma magnetice gnetice FM, uleiu uleiull este aspirat de ppompele ompele de circulaţie ulei PU, care sunt sunt în marea majoritate a ccazurilor azurilor acţionate elec electric tric şi mai rar articulate artic ulate pe motor motor.. Acestea, Acestea, ca de altfel toat toatee compon componente entele le de importa importanţă nţă vitală de la bordul navelor, sunt dublate, una fiind mereu pe stand-by. Uleiul refulat la o presiune 6 ÷10 bar este trecut prin răcitoarele de ulei RU, unde, sub controlul valvulei termoregulatoare VTR, comandată pneumatic de un dispozitiv de automatizare automatizare în funcţie de temperatura de intrare a uleiului uleiu lui în în motor, motor, este răcit până la vvaloar aloarea ea optimă stabilită stabilită de construct constructor, or, care pent pentru ru motoarele lente este în jurul valorii de 40oC.
i l p a e r P n
r o t a r a p e s a L
Figura Fig ura 3.1. 3.1.Schema instalaţiei de ungere a motoarelor principale
36
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
De la răcitoare, uleiul trece prin filtrul principal FP, care, la navele moderne, poate fi automat cu autocurăţire autocurăţire montat în paralel paralel cu un filtru manual şi prin filtrul indicator fin FF, după care intră în magistrala de unge ungere, re, de uunde nde se distribuie la toa toate te meca mecanismele nismele motorului, prin ramificaţii separate separate (fig. 3.2) pentru ungere ungerea: a: • capului cap ului ddee cr cruce uce şi a lagă lagărelor relor mane maneton, ton, în un unele ele cazu cazuri ri şi pe pentru ntru răcir răcirea ea pistonului, aşa cum este prezentat în figura 3.3, acest sistem fiind considerat de medie presiune, legat de magistrala de ungere printr-un sistem de tubulaturi articulate sau telescopice; •
lagărelor palier palier şi a celui de împingere, arbo arborele rele cotit naval nefiind prevăzut cu
canale de ungere în braţe şi fusuri, nu numit mit sistem de joasă presiune, care este alimentat tot din magistrala principală, dar printr-un reductor de presiune; •
lagărelor axului cu came şi a pompelor ddee injecţie;
• •
mecanismului de de distribuţie şi echilibrare (lanţul de antrenare sau roţi dinţate); a altor mecanisme funcţie de tipul de motor utilizat. Circuitul de ungere cilindri prezentat
în figura 3.4. este un circuit deschis,
separat de circuitul principal de ung ungere. ere. Uleiul folosit este de alt tip, diferit de cel folosit la ungerea mecanismelor motorului, şi are proprietăţi spe specifice. cifice. Siste Sistemul mul este alimentat ggravitaţional ravitaţional dintr-un tanc până până la pompele de ungere de înaltă presiune, care sunt pompe cu pistoane de o construcţie specială, prevăzute cu sticle pentru urmărirea ratei de ungere. Tubulatura de ungere de înaltă presiune de diametru diametru redus leagă leagă pomp pompele ele de ungători ungători (fig. 3.5), dis dispuşi puşi unif uniform orm pe toată circ circumfer umferinţa inţa cămăşii şi prevăzuţi ccuu supape ddee siguranţa pentru pentru a preve preveni ni suprasolicitarea pistonaşelor pompei pe durata arderii şi destinderii, când presiune presiuneaa în cilindru creşte foarte mult. Poziţionarea ungătorilor şi a orificiilor de ungere se poate face: • uni-level (pe un singur rând): • high-level , la partea superioară a cămăşii, ungere utilizată la motoarele mai vechi; • low-level, la distanţă mai mare de partea superioară decât modelul consacrat high-level: • multi-level (pe mai multe nivele): ungere utilizată la motoarele moderne şi care conferă
flexibilitatea necesară prevenirii uzurii corozive în partea superioară a cămăşii şi a celei adezive în partea inferioară, printr-o dozare corespunzătoare a lubrifiantului între cele două
37
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
rânduri de canalizaţii de ungere (superior/inferior), care poate fi 50/50% la începutul funcţionării, pentru ca ulterior să se modifice spre 70/30%.
Figura Fig ura 3.3. 3.3. Subsistemul răcire pistoane
Figura 3.2. Ramificaţii separate pentru ungere
38
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Fi Figu gura ra 3. 3.5. 5. Tubulatura de ungere de înaltă
Figura 3.4.Circuitul ungere cilindrii
presiune de diametru redus
Uleiul de ungere ungere distribuit de ungători este parţial dispersa dispersatt într-o pelicula foarte fină de către segmenţi pe oglinda cămăşii, iar o parte este consumat în procesul de ardere. Din aceste aceste motiv motive, e, se impune ca ca uleiul de ung ungere ere cilin cilindri dri să aibă calită calităţi ţi superi superiore ore de aderenţă la suprafaţa cămăşii, proprie proprietăţi tăţi detergente şi anticorozive anticorozive,, pentru a preve preveni ni efectele acţiunii produşilor rezultaţi din arderea combustibililor navali grei cu conţinut ridicat de sulf şi cenuşă. Subsistemul de ungere al agregatelor de turbosupraalimentare, turbosupraalimentare, poate
fi, la motoarele
lente de propulsie: • independen independentt de sistemul de ung ungere ere de joasă presiune al motorului; în aaceste ceste cond condiţii iţii el
dispune de un tanc separat de alimentare, iar uleiul este diferit de cel pentru ungerea motorului; • ramificaţie a sistemului sistemului de ungere de joasă presiune a motorului.
39
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Figura 3.6. Subsistemul de ungere ungere al agregatului agregatului de turbosupraralimentare turbosupraralimentare
Indiferent de tipul de cuplare, subsistemul de ungere al agregatului de turbosupr turbo supraalim aalimenta entare re are are o sche schemă mă asemănăt asemănătoare oare cu ccea ea din figura figura 3.6. Alimentare Alimentareaa sistemului se face la o presiune în jurul valorii de 9÷10 bar, prin tubulatura 1, filtrul grosier 2, al cărui grad de îmbâcsire îmbâcsire este controlat de manometrul manometrul diferenţial 3, valvula regulatoare 4 şi tubulatura 5 la tancul tampon tampon 6, situat la aproximativ aproximativ 8 m înălţime fată de axul agreg agregatului atului de supraalimentare şi care are rolul de a asigura alimenta alimentarea rea agregatului cu ulei în caz de avarie avarie pentru o scurtă perioadă de timp. Tancul este prevăzut cu tubulatură de preaplin 20, dotată cu vizor 16 şi aerisire 19, precu precum m şi cu semnalizator de de nivel 7, care este cupla cuplatt la siste sistemul mul de alarmă alar mă vizuală vizuală şi sonoră sonoră a insta instalaţiei laţiei şi temporizat temporizat prin valv valvula ula coma comandată ndată elec electroma tromagnet gnetic ic 8 la sistemul 9 de protecţie protecţie al motorului, care întrerupe alimentarea cu cu combustibil. Valvula 8 este poziţionată pe tubulatura 10 de la aapa pa de răcire pistoane a dispo dispozitivului zitivului de protecţie 9. Din tancul tancul tampo tampon, n, prin tubul tubulatura atura 1133 şi filtrele fin finee 14, uleiul uleiul ajunge la ce cele le două agre agregate gate ale sistemului de supraalimentare supraalimentare 15. Presiunea de un ungere gere este controlată de manometrele 18,
40
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
care sunt cupla cuplate te şi la si sistemu stemull de alarmă alarmă al inst instalaţie alaţiei.i. Ule Uleiul iul lu lucrat crat eeste ste ddrena renatt prin tubulatura tubul atura 17, pre prevăzută văzută cu două vizoa vizoare re pentru supraveg supravegherea herea loc locală ală a instala instalaţiei. ţiei. Subsistemul de r ăcire pistoane
(fig. 3.3) este pre prezent zent la motoare motoarele le moderne, ccare, are, în
loc de circuitul de de răcire clasic cu aapă pă tehnică, folosesc pentru răcirea pistoane pistoanelor lor ulei din circuitul de ungere ungere de joasă presiune al moto motorului rului principal. Astfel, din ccircuitul ircuitul de alimentare al capului de de cruce, de regulă prin interiorul tijei pistonulu pistonului,i, uleiul este adus pe suprafaţa interioară a capului pistonului, pe care îl răceş răceşte. te. Există şi la ac acest est sistem mai multe variante de racie racierr prin spălare spălareaa supraf suprafeţelor eţelor fie fierbinţi rbinţi (fig (fig.. 3.3); • prin stropire cu jet jet de ulei; • mixt (idem).
Uleiul lucrat este evacuat din zona de lucru, fie direct în carterul motorului, fie pe un traseu exterior celui de alimentare, alimentare, prin tija pistonului la colectorul de evacuare evacuare şi de acolo în tancul de circulaţie. Acest Acest sistem pprezintă rezintă avantajul ssimplificării implificării sistemului de răcire al pistonului şi evitarea contaminării cu apă a uleiului de ungere, dar, în schimb, măreşte cantitate can titateaa de ulei ulei din circu circuitul itul de un ungere gere,, aces acesta ta avâ având nd căldu căldură ră spec specifică ifică mai mică decâ decâtt apa şi preţ de cost mult ma maii ridicat. 3.1.2. SUBSISTEMUL DE SEPARARE
Prezen Pre zentat tat în în fig figura ura 3.7 3.7,, rea realiz lizea ează ză sep separa ararea rea ccen entrif trifuga ugală lă a ule uleiul iului ui di dinn tan tancu cull de circulaţie. Separatorul Separatorul de ulei având având o construcţie construcţie asemănătoa asemănătoare re celui de ccombustibil ombustibil de tip clarificator, preia uleiul din tancul tancul de circulaţie cu pompa proprie, proprie, după care îl încălzeşte la o te temp mper erat atură ură op optim timă, ă, ddee regu regulă lă 60÷87oC în pre preîn încă călz lzito itorr şi aapo poii îl se sepa pară ră cent centri rifu fuga gall şi îîll refule ref ulează ază tot în în tancul tancul de de ci circu rculaţ laţie. ie. Sepa Separar rarea ea ce centr ntrifu ifugal galăă asigu asigură ră înd îndep epărt ărtare areaa ap apei ei şi a particulelor solide cu dimensiuni mai mari de 0.02 mm. Debitul separatorului este astfel ales încât să poată realiza ssepararea epararea întregii cantităţi ddee ulei din circuitul de ungere în 2÷4 ore de funcţionare continuă.
41
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
A U R
A R T V
e i t a l u c r i c c n a T
i e l u r e f s n a r T
Fig. 8
Figura Figur a 3.7. Subsistem Subsistemul ul de separare separare
42
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
3.2. STRUCTURA SISTEMULUI DE UNGERE
Sistemele de ungere navale sunt instalaţii deosebit de complexe şi au un număr considerabil de elemente elemente compone componente. nte. Dintre acestea, în con continuare tinuare vor fi prezentate succint doar cele mai reprezentative: • pompele de circulaţie; • pompele de ungere cilindri; • tancurile de circulaţie; • separatoare separatoarele le de ulei; • schimbătoare schimbătoarele le de căldură (răcitoarele); • filtrele. Pompele de circula ţ ie ie, sunt folosite în circuitele circuitele închise de ungere şi sunt:
• cu roti dinţate, utilizate frecvent la motoarele de puteri mici, când sunt antrenate direct de
motor, putând fi cu angrenare: • exter exterioară ioară,, prezen prezentată tată în figura 3.8,a, 3.8,a, cel mai frecvent întâl întâlnite; nite; • interioară, au debite mai mai mari, dar sunt mai complicate complicate constructiv de aaceea ceea sunt mai rar
folosite; Cele folosite în sistemele de ungere au randamente de 60 ÷75 %, presiuni de refulare până la 15 bar şi debite cuprinse între 0.1÷350 m3/h, care care varia variază ză puţin la mo modifica dificarea rea rezistenţelor pe refulare, da darr sunt foarte sensibile la ccreşterea reşterea înălţimii de as aspiraţie, piraţie, oricum redusă; principalul principalul lor dezavan dezavantaj taj este însă nivelul de zgomot foarte ridicat; ele ssunt unt foarte răspândite datorită simplităţii construc constructive tive şi preţului de co cost st foarte redus; • cu angrenaje melcate (şurub): au gabarite mai mari decât cele cu roţi dinţate, sunt
construcţii relativ relativ simple, silenţioase, cu grad de emulsionare redus şi fiabilitate m mare are în exploatare (fig. (fig. 3.8,b); cele utilizate în instalaţiile de ungere au randamente de 60÷85%, debite 2÷1250 m3/h şi pres presiuni iuni de refula refulare re de până la 15 bar bar,, care se m menţin enţin la mo modifica dificarea rea rezistenţelor pe traseul de refulare, dar scad rapid la creşterea înălţimii de aspiraţie; principalele lor avantaje, în comparaţie cu pompele cu roţi dinţate,cărora au început să le ia locul,l, sun locu sunt: t: debite debite şi randame randamente nte mai mai mari, nivel nivelul ul de zgom zgomot ot şi vib vibraţii raţii mu mult lt mai redu reduss şi gradul scăzut de emulsionare, ceea ce contribuie la creşterea eficienţei procesului de separare, ele fiind recomandate de IMO.
43
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Ambele tipuri de pompe sunt prevăzute cu regulatoare de presiune.
a
Figura Figur a 3.8. 3.8 Pompe .Pompe de circulaţie
.Mişcarea de rotaţie a camelor Figura Fig ura 3.9. 3.9 Mişcarea
44
b
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Figura 3.10.Pompe de ungere cilindrii tip IVO
Pompele de ungere cilindri
sunt folosite în circuit des deschis chis şi sunt de tipul cu pisto pistoane ane
acţionate de came. Sunt uzua uzuall grupate mai mai multe pistonaşe într-o singură pompă, dese deservind rvind unul sau mai mulţi cilindri. Mişcarea Mişcarea de rotaţie a camelor camelor este obţinută de la un meca mecanism nism cu clichet acţio clichet acţionat nat prin in interme termediul diul unui unui braţ reg reglabil labil în funcţie funcţie de sa sarcină rcină de la arb arborele orele ddee antrenare, ca în figura 3.9. În continuare este pprezentată rezentată una dintre cel mai frecvent întâlnite pompe de ungere ungere cilindri tip IVO (fig. 3.10.). Pompa are două came: • una de coma comandă, ndă, care, care, la o rotaţi rotaţiee compl completă, etă, dep deplasea lasează ză pisto pistonaşu naşull de coman comandă dă o dată
în sus sus şi în jjos; os; • una de de acţionare acţionare;; care care,, la o rotaţie, rotaţie, ddepla eplaseaz seazăă pisto pistonul nul ac activ tiv de ddouă ouă ori în sus sus şi în
jos, cursa acestuia acestuia putând fi reg reglată lată de la şurubul de reglaj. reglaj. Fa Fazel zelee de lucru lucru al unu unuii eelem lemen entt ddee pom pompă pă sun suntt pprez rezen entat tatee în fig figura ura 3.1 3.11. 1. şi se desfăşoa desf ăşoară ră după cum urmea urmează: ză: admisia sia (fig (fig.. 3.11 3.11,a): ,a): se re realize alizează ază când piston pistonaşul aşul de ccoman omandă, dă, prin in interme termediul diul • admi orificiului central, pune canalizaţia canalizaţia de as aspiraţie piraţie în legătură cu spaţiul de sub ppistonul istonul activ (d (dee 45
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
C 1
C
2
lucru), care are o mişcare ascende ascendentă, ntă, realizând uumplerea, mplerea, pro-ces ce se repetă de două
C
3
ori pe ciclu, la ridicarea şi coborârea piston pistonaşului aşului de comandă; comandă;
C
4
• debitarea; se realizează:
C
5
• pe cursa de ridicare a pistonaşului de comandă, când degajarea acestuia pune în
C
6
C
7
C
8
C
9
legătură spaţiul de ssub ub pistonul de lucru cu racordul superio superiorr de refulare (fig. 3.11,b); • pe cursa de coborâre a ppistonaşului istonaşului de comandă (fig. 3.11,c), după ce în prealabil a
mai avut loc o aspiraţie. Separatoarele
de ulei se folosesc doar la siste mele de propulsie de puteri medii şi
mari; sunt tot de tip cen centrifugal, trifugal, ca şi cele folosite pentru sepa separarea rarea combus combustibililor. tibililor. Prin
C 10
separare se elimină apa şi impurităţile cu dimensiuni ce ce depă depăşesc şesc 0.0 0.003 03÷0.005 mm.
C 11
Separatoarele de ulei sunt deci ace aceleaşi leaşi ca şi cele pen pentru tru combustibil fu funcţionând ncţionând în regim de cla clarifica rificator; tor; tem tempera peratura tura de lucru eeste ste insă mai red redusă, usă, fi fiind ind cu cuprins prinsăă în gama 60÷87oC. Deosebirea Deosebirea apare doar la separatoa separatoarele rele de ulei autom automatizate, atizate, de ultimă generaţie, care diferă de cele de combus combustibil, tibil, un bun exemplu fiind separatoare separatoare LOPX produ produse se de AlfaLaval, care nu pot fi folosite decât pentru separarea uleiului.
C 12 C 13 C 14 C 15 C 16 C 17
pompă Figura Fig ura 3.11. 3.11. Fazele de lucru al unui element de pompă
46
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
C 1
C
2
C
3
C
4
C
5
C
6
C
7
C
8
C
9
C 10 C 11 C 12
Figura Figur a 3.12.Filtr 3.12.Filtru u grosier grosier
În funcţie de ca cantitatea ntitatea de ulei ce trebuie separată separată la navă, se montea montează ză unul sau două
C 13 C 14
separatoa sepa ratoare, re, astfe astfell încât sep separare arareaa să durez durezee maxim 1÷3 ore. ore. Da Dacă că exis există tă do doar ar uunn si sing ngur ur
C 15
separator, se prevede un altul de rezervă, sau se foloseşte unul de combustibil atunci când
C 16
este posibil, luându-se toate măsurile pentru evitarea contaminării uleiului.
C 17
Figura 3. 3.13. Fi Filtru fin
Figura 3. 3.14.Filtru fin
47
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere Filtrele, la fel ca cele de combustibil, pot fi:
• grosiere, care se montează la prizele de introduce introducere re a uleiului în sistem, înainte de de pompa
de trans transfer fer şi ssunt unt de regulă cu cură curăţire ţire manu manuală ală (fig. 3.12 3.12.); .); montează ză în circ circuitul uitul de de ung ungere ere du după pă răcit răcitoare oarele le de uulei; lei; da datorită torită debit debitelor elor • fine, care se montea mari ce trebuiesc vehiculate, vehiculate, pen pentru tru a nu mări exagerat dimensiun dimensiunile; ile; filtrele fine de ulei au fineţea de doar 0.01 0.01 mm; acestea acestea sunt uzual cu la lamele mele metalice şi autocurăţire, prez prezentate entate în figu figuril rilee 3. 3.13 13,, 3. 3.14 14 (d (dee tip comb combin inat at MICO MICOM) M) şi 3. 3.15 15.. (cu (cu llam amel elee şi cana canall ddee des descă cărc rcar aree a impurităţilor). Pentru curăţirea impurităţilor mai mici de 0.01 mm se folosesc filtre magnetice volumice volum ice şi filtre cetrifuga cetrifugale le (fig. 3.16) 3.16),, care re reţin ţin impu impurităţi rităţi ccuu dime dimensiun nsiunii mai ma mari ri de 0.003÷0.005 mm, dar sunt străbătute de doar 5 ÷15% din canti cantitatea tatea vehic vehiculată ulată de uulei. lei. Curăţirea unei unei baterii de filtre se realize realizează ază prin inversa inversarea rea curgerii în elementul ccee urmează a fi curăţat curăţat,, conform conform schem schemei ei din figura figura 3.17 3.17.. Filtr Filtrele ele ffine ine ddee ult ultimă imă gene generaţie raţie sunt cu autocură auto curăţire ţire şi automatiza automatizate. te. Răcitoarele de ulei sunt schimbăt schimbătoare oare de căldură căldură de suprafaţă suprafaţă care pot fi de tipul:
• cu ţevi, prez prezenta entate te în figu figura ra 3.18 3.18,, la ccare are apa trece prin ţevi, iar uuleiul leiul prin printre tre ţevi; pent pentru ru
mărirea eficienţei eficienţei răcirii, spaţiile spaţiile de ulei sunt prevăzute cu şicane, care co contribuie ntribuie la intensificarea schimbului schimbului de căldură căldură;; răcitoarele cu ţevi pot fi cu: • ţevi drepte drepte,, prefe preferate rate pe pentru ntru că se cu curăţă răţă uşor, dar cu probl probleme eme ddee etanş etanşare are ddatori atorită tă
dilatării; • ţevi in formă formă de U U;;
prezentate în figura 3.19, care în uultima ltima vreme sunt foarte răs răspândite. pândite. • cu plăci, prezentate Cea mai mai mare pproble roblemă mă lega legată tă de exploata exploatarea rea ac acestor estoraa este pperic ericolul olul co contamină ntaminării rii cu ap apăă a uleiului; din acest acest motiv, presiune presiuneaa uleiului treb trebuie uie să fie mai mare decât a aapei pei de răcire, iar la ieşirea apei din răcitor se prevede un indicator care poate semnala prezenţa uleiului în apă.
48
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Fi Figu gura ra 3. 3.15 15.. Filtru fin cu lamele şi
Figura Figur a 3.16. 3.16. Filtru cetrifuga cetrifugale le
canal de descărcare a impurităţilor
Figura Fig ura 3.17. 3.17. Curăţirea
Figur Fig ura a 3.18. 3.18. Răcitoarele de ulei cu ţevi
unei baterii de filtre
49
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Figur Fig ura a 3.19. 3.19. Răcitoarele de ulei cu plăci
Pentru menţinerea unei eficienţe ridicate a răcirii, spaţiile de ulei care se îmbâcsesc relativ uşor sunt racordare la sisteme de curăţire chimice. Tancurile de ulei sunt de două feluri: • de circulaţie: • structurale, sub motor, cel mai frecvent întâlnite la motoarele mari; • deasupra paiolului, foarte rar întâlnite; • baia de ulei, la motoarele auxiliare, ssemirapide emirapide şi rapide rapide;; • tancuri tampon, de tipul celui prezentat la ungerea agregatului de turbosupraalimen-tare; • de depozitare.
Tancurile de ulei se aseamănă cu cele de combustibil şi sunt dotate asemănător cu: •
tubulatură de aerisire scoasă pe punte, prevăzută cu guri de ventilaţie protejate la apă şi
flacără; •
tubulatură de preaplin cu vizor;
•
structuri pentru limitarea supra suprafeţelor feţelor libe libere; re;
•
autoclave pentru curăţire şi inspecţie;
•
sorburi;
•
valvule de golire;
•
sticle de nivel;
•
sisteme de măsurare şi semnalizare a nivelului de la distanţă.
50
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Figura Fig ura 3.20. 3.20. Tancu Tancull de ulei
Dintre acestea, o construcţie mai aparte au tacurile structurale de circulaţie, situate sub motorul principal. Acestea sunt construite în dublu fund, sunt izolate de restul tancurilor cu coferdamu cofe rdamuri, ri, pentr pentruu a evita conta contamina minarea rea şi au o uşoară încli înclinaţie naţie pu pupa pa spre zon zonaa unde se găseşte sorbul de ulei aall pompei ddee unge ungere. re. Drenajele din carter trebuiesc să fie suficient de lungi, astfel astfel încât să rămână imersate în ulei în oric oricee condiţii, realizând realizând în acest mod izolarea carterulu cart eruluii de gaze gazele le din tanc. tanc. Un astf astfel el de tan tancc este pre prezenta zentatt în figura 3.20 3.20.. pentr pentruu un motor lent de propulsie. 3.3.
CALCULUL INSTALAŢIEI DE UNGERE
CALCULUL DEBITULUI
POMPEI DE CIRCULAŢIE ULEI
Se folosesc pompe cu roţi dinţate sau pompe cu şurub (pentru motoarele de putere mare). Pentru determinarea debitului pompei de ungere, se ţine cont de faptul că uleiul preia o parte din fluxul de căldură degajat prin arderea combustibilului: Q = C 1C hQi = C 1ce P eQi = 1,918 ⋅ 106 kJ / h ,
51
(3.1)
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit C 1
Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
C
2
general al uleiului de ungere şi C 1 = ( 5 ÷ 11) % pentru cazul unde C 1 = ( 2 ÷ 5) % pentru cazul general
C
3
în care uleiul îndeplineşte şi funcţia de răcire a pistonului, adoptăm valoarea de 8 ;
C
4
Qi [ kJ / kg ] -pu -puter terea ea
calo caloric ricăă inf inferi erioar oarăă a combu combusti stibil bilulu ului; i; în (3 (3.1) .1) ss-a -a ţi ţinut nut ccont ont ddee re relaţ laţia ia
C
5
cunoscută dintre consumul orar de combustibil C h [kg / h] , consumul specific efectiv de
C
6
combustibil ce [kg / kW h] şi puterea efectivă a motorului P e [ kW ] ; debitul pompei de ungere
C
7
se scrie sub forma:
C
8
C
9
1,918 ⋅106 = 2,25 ⋅ = 180,241m 3 / h , Q p = C 2 ρ u C u (T 2 u − T 1u ) 840 ⋅1,9 ⋅15 Q
(3.2)
C 10
cu C 2 = ( 1.5 ÷ 3) % -coeficient de ma majorare jorare
a debitului debitului pe pentru ntru ev evitarea itarea pposibilităţii osibilităţii de
reducere a acestuia datorită uzurii pompei;
ρu
≅ ( 830 ÷ 850 )
Kg / m 3 -densitatea
C 11
uleiului;
C 12
C u = (1.7 ÷ 2.1) kJ / kg K -căldura specifică a uleiului; T 2u -temperatura de ieşire a uleiului de
C 13
ungere din motor: t 2u = ( 55 ÷ 70 ) C ; T 1u -temperatura de intrare a uleiului în motor, care se
C 14
ia astfel ca: t 2u − t 1u = ( 5 ÷ 15) C .
C 15
o
o
Observaţie: la navele la care tancul de circulaţie ulei nu se află sub motorul principal, ci
C 16
în compartimentul de maşini, deasupra paiolului, se prevede o pompă care să dirijeze uleiul
C 17
de ieşire spre acest tanc, scop în care pompa va avea un debit de 2 ÷2.5 ori mai mai mare decât ce cell
C 18
dat de (2), dar o presiune de refulare de până la (1 ÷ 1.5) bar . CALCULUL CAPACITĂŢILOR
C 20
TANCURILOR DE ULEI
Volumul tancului de circulaţie ulei este dat de relaţia: Q p 180,241 = 1, 46 ⋅1,06 ⋅ = 27,894m 3 , V TK circ = C 3C 4 10 nr
C 21
(3.3)
C 22 C 23
coeficient nt ce ţine seama seama de red reducere ucereaa volumu volumului lui util, pr prin in depu depunerte nerteaa de cu C 3 = 1 .4 ÷ 1.5 - coeficie
C 24
impurităţi pe pereţii tancului; C 4 = 1 .05 ÷ 1.07 -coeficient ce ţine seama de reducerea
C 25
volumului util datorită apariţiei zonei de spumare la suprafaţa liberă a tancului, datorită
C 26
sedimentării impurităţilor din ulei; nr = 4 ÷ 15
nr -numărul
de recirculări ale uleiului într-o oră:
pentru motoare lente, 20 ÷ 45 pentru motoare semirapide; n r = 50 ÷ 100 pentru
motoare cu putere mică.
C 27 C 28 C 29 C 30
52
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit C 1
C
2
C
3
C
4
C
5
C
6
C
7
Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
Volumul de ulei ulei necesar a fi ambarcat pentru asigurarea funcţionării motorului pe durata voiajului este: t m
V rez = n’r ⋅V circ + cu Pe
= 2 ⋅ 40 + 10 ⋅10 −4 ⋅ 23600 ⋅
50
= 57,192m 3 , (3.4)
ρu
840 în care n’r -numărul de recirculări ale uleiului pe durata voiajului n’r =
t x
,
(3.5)
C
8
C
9
cu t x [h] -d -dur urat ataa ddee ffun uncţ cţio iona nare re a mot motor orul ului ui în curs cursul ul unui unui voia voiaj; j; t u [h] -timpul după care se
C 10
face schimbarea uleiului; t m [h] -durata de funcţionare a motorului pentru care se stabileşte
C 11
volumul de ulei de rezervă; V circ [m 3 ] -volumul uleiul necesar a se afla în întregul sistem de
C 12
ungere; cu = (2.7 ÷ 7) ⋅ 10 −4 kg / kW h -consumul specific de ulei, pentru motoare semirapide şi
C 13
t u
−4
C 14
(4 ÷ 14) ⋅ 10 kg / kW h pentru cele lente. De aici, volumul tancului de rezervă ulei este:
C 15
V TK rez ≥ C 4 V rez = 60,624m 3 ,
C 16
cu valoarea coeficientului
C 17
în considerare a încărcării tancului cu reziduuri.
C 4
(3.6)
egală cu cea prezentată anterior, dar având semnificaţia luării
C 18 CALCULUL DE ALEGERE AL SEPARATOARELOR DE ULEI
C 20
Ca şi în cazul separatoarelor de combustibil, se aleg separatoarele de ulei şi se calculează numărul acestora, acestora, necesar a fi instalat la bord:
C 21
is =
C 22
V circ τs
⋅ Qs
=
40 = 1,667 , 3⋅8
(3.7)
C 23
cu τ s = (1 ÷ 3) h -durata separării; Qs [m 3 / h] -debitul separatorului; V circ [m 3 ] -volumul dat de
C 24
(3.4). Alegem un număr de dou douăă separatoa separatoare. re.
C 25 C 26 C 27
ALEGEREA FILTRELOR DE ULEI
Filtrele fine dinaintea pompei de circulaţie ulei trebuie sa permită transvazarea unui debit mai mare decât cel al pompei de circulaţie:
C 28 C 29
3 Q = (1.1 ÷ 1.15) Q = 1,124 ⋅180,241 = 202,591m / h . f
p
C 30
53
(3.8)
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementulu elementuluii finit Prezentarea Prezen tarea și calculul instala instalației de ungere
CALCULUL DE
ALEGERE AL RĂCITOARELOR DE ULEI
Răcitoarele pot fi cu ţevi sau cu plăci. Cel mai frecvent caz este acela cu ţevi: uleiul circulă printre ţevi, iar agentul răcitor (apa de mare) prin acestea. Fluxurile celor două fluide (ulei şi apă de mare) pot fi în echicurent sau contracurent, cu schemele de variaţie a temperaturii prin schimbător ilustrate în figura 3.21,a, resp respectiv ectiv 3.21,b. Suprafaţa de schimb de căldură a răcitorului este:
Figura Fig ura 3.21. 3.21.
1,25 ⋅1,918 ⋅10 6 S = C 5 = 440,492 [ m 2 ] , = 0,65 ⋅ 8,372 K ⋅ ∆T m Q
(3.9)
cu C 5 = 1 .15 ÷ 1.30 -coeficient de majorare ce ţine seama de eventualitatea funcţionării în regim
de
suprasarcină;
Q [ kJ / h] -fluxul
2
K = ( 0.3 ÷ 0.9) kW / m K -coeficientul
de
căldură
preluat
de
ulei
(3.1);
global de schimb de căldură; ∆T max -diferenţa medie
logaritmică de temperatură: ∆T m =
∆T max − ∆T min
= 8,372 K ,
(3.10)
ln ∆T max ∆T min
unde: ∆T max = T 1u − T 1a , ∆ = − T T T 2u 2a min
(3.11)
valabilă pentru răcitor cu flux paralel în echicurent, respectiv: ∆T max = T 1u − T 2 a = 13K ,(3.12)pentru cel cu cu flux paralel în ccontracurent; ontracurent; valori uzuale sunt: ∆ = − = 5 T T T K 2u 1a min T 1 a = 305 K ; t 1u = ( 45 ÷ 50 ) C ; T 2 a = 308 K ; t 1 a = ( 40 ÷ 45) C . În general, se impune o
o
o
condiţia: ∆T a ≤ ( 7 ÷ 10) o . 54
o
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
CAPITOLUL 4 CALCULUL POMPEI DE UNGERE A MOTORULUI PRINCIPAL
4.1.
CALCULUL GEOMETRIC ŞI FUNCŢIONAL AL POMPEI
Debitul: 3
m Q 550 h Sarcina:
H 30[metri] Q Qs 3600 m3 Qs 0.153 s Turatia pompei: n 2856
rot min
Se calculează turaţia specifică ns şi turaţia caracteristică nq a pompei: Densitate Dens itateaa petrolului petrolului ρ:
900
kg 3
m nq n
Qs H
3 4
nq 87.086
ns nq 102 ns 258.683
55
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
Pe baza nomogramelor din indrumarul de proiectare se estimeazã ranadamentul pompei si coeficientul coeficientul de presiun presiuneΨ: eΨ:
0.71
g 9.81 m 2 s
2 5
nq
0.819
Pentru a calcula diametrul exterior al rotorului pompei D2 se determină energia specifică Y ce trebuie dezvoltată de pompă: Y gH Y 294.3 60000 D2
J Kg 2 Y
3.14 n
D2 179.413 mm Diametrul exterior al rotorului se va normaliza la valoarea de 180 mm. D2 180 mm Determinarea puterii de actionare a motorului : P
Qs Y 1000
P 56.995 KW Se alege motorul cu puterea de 60 KW si turatia de 2900 rotatii pe minut care va fii prezentată ulterior ulterior în acest capitol. Determinarea momentului de torsiune rezistent la axul pompei:
3.14 .14n 30
298.928 rad sec 56
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
Mt
1000P
N
Mt 190.664
m Pe baza determinarii valorii momentului de torsiune rezistent la ax si a alegerii materialului pentru ax ca fiind aliaj NI-Cr OL SNC 863 cu tensiunea admisibila intre 40 si 60 N/mm2. at
50
2
mm 3
d
N
3
16Mt 10 3.14 at
d 26.884 mm Tinand seama de canalul de pană se alege diametrul axului ca fiind 30 mm. da 30mm Diametrul butucului: d b 1.2da d b 36 mm v
1
v
1 0.68 nq
2 3
0.967
Pe baza estimarii randamentului volumic se poate determina debitul de calcul Qc: Qs
Qc v
3
m Qc 0.158 s
57
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
Am normalizat debitul pompei astfel: 3
m Qc 0.16 s
În vederea determinării diametrului gurii de aspiraţie a rotorului D0 se determină vitezaa axia vitez axială lă de in intrare trare a uleiului uleiului în roto rotorr ca: 2
ca 0.5 10
2 3
nq 2Y
m ca 2.383 s 6
D0
4 Qc 10
2 d b 3.14 ca
D0 294.647 m Se alege D0: D0 300m D1 1.1 D0 D1 330 D1 330m Se calculea calculeaza za vitezele vitezele radiale radiale ale uleiu uleiului lui la iesire iesireaa din rotror cm1, cm1, cm2 şi în func functie tie de turaţia specifică ns se determină coeficienţii de dimensionare pe baze statistitice km1, km2: k m1 0.05 k m2 0.06 cm1 k m1 2Y cm2 k m2 2Y m cm1 1.213 s m cm2 1.456 s 58
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
Cu aplicarea corecţiilor de neuniformitate a debitului la intrarea şi respectiv iesirea vanei de fluid în şi din rotor 1=(1.2-1.15) si 2=(1.05-1.1) se calculează înălţimea paleţilor la razele r1 şi respectiv pe exteriorul rotorului r2:
b1
b2
1
1.2
2
1.08 Qc 1 3
m
3.14 D1 cm110 Qc 2
3
m
3.14 D2 cm210 b1 0.153 m b2 0.21 m
Determinarea unghiurior unghiurior de asezare a paletilor rotorului. Pentru acesta se va calcula mai intai viteza tangentiala la intrarea lichidului u1: 3
10 u1 3.14 D1 n 60 11
atan
cm1 u1
m u 49.323 s 1 11 0.025 rad 180
1r 11 3.14 1r 1.41 deg
Corecţia de incidenţă: i 6 Unghiull profilului la intr Unghiu intrare are în raport cu tangenta la coarda 1 1 1r i
59
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
1
7.41 deg
Unghiull de iesire se aalege Unghiu lege din condiţia ieşirii jetului jetului fără socuri în carcasa sp spirală irală şi conform literaturii de specialitate pentru turaţia specifică a pompei din tema de proiect 2=28 grade. 2
28deg
Tot pe baze ststistice in functie de rapiditatea pompei se alege grasime profilului paletului d=4mm d=4mm si numarul de pale z= 6
4
z 6 Se verifica verifica verid veridicita icitatea tea calc calcululu ululuii realiza realizatt pe baza estimar estimarii ii coeficientil coeficientilor or de contractie ai debitului: t1 3.14 D1 z D2 t2 3.14 z t1 172.7 t2 94.2
1
sin 1
2
3.14 180
sin 2
3.14 180
1
31.033
2
8.524
t1 1c t1 1
60
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
t2 2c t2 2
1.219
1c
2c
1.099
Calculul este considerat ca fiind bun daca eroarea este sub 5%. 1 1
100
1.905 10 4 2
2
1 1c
2 2c
100
1.949 10 4
Se observă că erorile sunt suficient de mici pentru a nu se relua calculul iterativ a înalţimii paleţilor b1 şi b2 Se recalculează coeficientul de presiuner:
r 0.68 0.6 ssiin 2
3.14 180
r 0.962
Calculul momentului static al rotorului:
S
D22D12 4
2 3
2
S 9.563 10 m
Calculul coeficientului ce ia in considerare turbionarea uleiului intre pa paleti leti si numarul numarul finit de pale p: p
2 r D2
4zS
p 0.136
61
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
1 1p
1.157
Calculul randamentului hidraulic: h
0.42
1
2
1 3 Qs 0.172 log 4000 n h
0.896
Calculul energiei specifice teoretice: Y Yt h J Yt 283.985 Kg Calculul vitezei tangentiale periferice u2: 3
u2
3.14 n D2 10 60
m u2 26.904 s Calculul vitezei relative cu2: Yt cu2 u2 m cu2 10.556 s Calculul vitezei radiale cm2r: 3.14 cm2r u2 cu2 tan 2 180
m cm2r 8.687 s
62
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
Recalcu Rec alcularea larea inaltimii inaltimii paletului paletului la iesirea uleiu uleiului lui din rotor b2: 6
Qc 2c 10
b2r 3.14 D2 cm2 b2r 213.82 mm Se normalizeaza inaltimea paletului la 220 mm b2r 220m 4.2.TRASAREA PROFILULUI PALEI ROTORICE
Pentru trasarea profilului palei rotorice trebuie calculate razele cercurilor, dupa cum urmeaza: 2
2
D D R 2 1 3.14 3.14 D1 cos 1 4 D2cos 2 180 180 R 113.639 mm R 0
D 2
1 4
R 2 D1 R cos 1
3.14 180
R 0 54.321 mm PROIE PR OIECTA CTAREA REA CA CARCA RCASEI SEI SP SPIRA IRALE LE CU
SECŢIUNE TRAPEZOIDALĂ
ROTUNJITĂ
Punctul de plecare al carcasei spirale este definit de cercul de bază cu raza R3 şi lăţimea carcasei în locul respectiv b3: D2 R 3 1.04 2 R 3 93.6 mm b3 b2r 0. 0.01 0155D2 b3 222.7 mm
63
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
Se determină înalţimea teoretică de pompare, în care sunt incluse şi pierderile hidraulice din interiorul interiorul pompei prin considerare considerareaa ranadamentului hidraulic: hidraulic: H H h t col ul ulei ei Ht 33.495 m col Aria maxima a sectiunii: Qs
A2
0.45 29.81 Ht
2 A2 0.013 m
Cu observaţia că panta carcasei are un unghi de crestere cu 15 grade, se poate determina excentricitatea excentricitatea caraca caracasei sei în raport cu cerc cercul ul de bază de raza R3, prin rezolvarea ecuaţiei de gradul doi: h 2 tan(15) b3 10 2 tan( 15) A2 0 Soluţiile h1 si h2 se calculează:
h1
3.14 b3 b3 2 4 A2 106 tan 15 180
3.14 180
2 tan 15
h1 55.733 m 3.14 b3 b3 2 4 A2 106 tan 15 180 h2 3.14 2 tan 15 180 h2 887.302 m Se alege soluţia pozitivă şi se determină înălţimea carcasei la unhiul de 360 grade în raport cu b3.
3.14 b2 b3 2 h1 tan 15 180 64
64
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
b2 252.551 mm R 2 R 3 h1 R 2 149.333 m R 2 R 3 r 10 r
f ( i) i r m r ( i ) R 3 i r f ( 0) 0 m r ( 0) 93.6 m r ( 1) 99.173 m f ( 1) 5.573 m r ( 2) 104.747 m f ( 2) 11.147 m r ( 3) 110.32 m f ( 3) 16.72 m r ( 4) 115.893 m f ( 4) 22.293 m f ( 5) 27.866 r ( 5) 121.466 m f ( 5) 27.866 m r ( 5) 121.466 mm f ( 6) 33.44 mm r ( 6) 127.04 mm r ( 7) 132.613 mm f ( 7) 39.013 mm f ( 8) 44.586 mm
5.573 m
65
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
r ( 8) 138.186 mm r ( 9) 143.76 mm f ( 9) 50.16 mm f ( 10) 55.733 mm r ( 10) 149.333 mm 1
15
3.14 180
g( i) i r tan 1 b (i) b3 i r tan 1 g( 0) 0 mm b (0) 222.7 mm g( 1) 1.493 mm b (1) 224.193 mm b (2) 225.685 mm g( 2) 2.985 mm b (3) 227.178 mm g( 3) 4.478 mm g( 4) 5.97 mm b (4) 228.67 mm g( 5) 7.463 mm b (5) 230.163 mm g( 6) 8.955 mm b (6) 231.655 mm g( 7) 10.448 mm b (7) 233.148 mm g( 8) 11.941 mm b (8) 234.641 mm g( 9) 13.433 mm
66
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
b (9) 236.133 mm g( 10) 14.926 mm b ( 10) 237.626 mm b (0) i0 r (0) i0 2.379 b (1) i1 i0 r (1) i1 4.64 i2 i1
b (2)
r (2) i2 6.794 b (3) i3 i2 r (3) i3 8.854 b (4) i4 i3 r (4) i4 10.827 i5 i4 br ((55)) i5 12.722 b (6) i6 i5 r (6) i6 14.545 b (7) i7 i6 r (7) i7 16.303
67
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
b (8) i8 i7 r (8) i8 18.001 b (9) i9 i8 r (9) i9 19.644 b (10) i10 i9 r (10) i10 21.235 Calculul debitului radial: 6 D2 cu2 r i0 10 3600 m3 h Q0 2 3
m Q0 45.351 h
6 D2 cu2 r i1 10 3600 m3 Q1 2 h 3
m Q1 88.44 h
6 D c r i 10 3600 3 mh Q2 2 u2 22 3
m Q2 129.509 h
6 D2 cu2 r i3 10 3600 m 3 Q3 2 h 3
m Q3 168.76 h
6 r i4 10 Q4 D2 cu2 2
3
3600 m h
68
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal
3
m Q4 206.369 h
6 D c r i 10 3600 3 m 5 Q5 2 u2 2 h
Q5 242.487 6 D2 cu2 r i6 10 3600 m 3 Q6 2 h 3
m Q6 277.244 h Q 7
6 D2 cu2 r i7 10 3600 m 3
2
h 3
m Q7 310.755 h 6
D2 cu2 r i8 10 Q8 2
3600 m3 h 3
m Q8 343.121 h 6
D2 cu2 r i9 10 Q9 2
3600 m3 h 3
m Q9 374.429 h
6
D2 cu2 r i10 10 Q10 2
3600 m3 h
3
m Q10 404.76 h
69
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a insta instala lației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul pompei de ungere a motorului principal 4.3. REPREZENTAREA
GRAFICĂ A DEBITULUI POMPEI ÎN FUNCŢIE DE
RAZA CARCASEI SPIRALE
270 73 286 302 318 334 Coords 350 366 382 398 414 430
110
150 230 314
401 490
581 675 771 869 968
3
800
I E P M O P L Q U T I B E D
600
400
200
250
300
350 r
400
RAZA CARCASEI SPIRALE
450
70
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
CAPITO CAP ITOLUL LUL 5 CALCULUL PREDIMENSIONAL AL UNUI SCHIMB ĂTOR
DE CĂLDURĂ CU
PLĂCI
Prin tema de proiectare, s-a cerut proiectarea unui schimbător de căldura cu plăci, cu urmă-- toare urmă toarele le date tehnice: tehnice: - Sarc Sarcina ina termic termică: ă: Q 11 - Agen Agentul tul termic termic pri primar: mar:
t 52grdC p1 ts1 45grdC 1 920
kg 3
m
- Agen Agentul tul termic secund secundar: ar:
t 36grdC p2 ts2 40grdC 2
1000
kg 3
m
- Rand Randamen amentul tul termic: termic: 99.7% - Căld Căldura ura specifică specifică mas masică: ică: kJ c p1 4.186 kgK kJ c p2 4.186 kgK
25040 2754.4 kW 100
71
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
5.1. CALCUL TERMIC PRELIMINAR
Figura 5.1. Diagrama variatei temperaturilor cu suprafa ța de schimb de căldură pentru pent ru circula ția în contracurent
Din diagrama diagrama variatei temperaturilor temperaturilor ccalculam alculam difere diferennța maximă, respectiv minima de tempe-- ratura între tempe între ag agen enții termici (primar si secundar). Se urmărește determinarea cu exactitate a coeficientului global de transfer de căldură, a supr supraa- feței exacte și a numărului real de plăci. t m ts1 t p2
9 grdC
t M p1 t ts2
12 grdC
Diferența de temperatura medie logaritmica pentru circulația în contra curent se calculează cu relația: t ml
t M t m
t M ln t m
10.42818 grdC
Din ecuația de bilanț termic se determina debitele agentului termic primar, respectiv secundar: Q 100 kg 94.28326 G c p1 p1 1 t p1 ts1 s
72
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
Q kg 164.50072 G2 s c p2 ts2 p2 t Se calculează o suprafață de schimb de căldură aproximativă (se alege k=5000W/m2K) : k 500
W 2
m K Q 1000 52.8261 m2 S po k t ml Alegem Placa Tip VICARB-ALFA LAVAL tipul V85 cu următoarele caracteristici: - Su Supr praf afaața de schimb de căldură: s 0.85m2 - Înălțimea: H 1.750 m - Lățimea: L 0.655m - Or Orifi ifici cii: i: d 0.200m - Lățimea garniturii: g 0.009m Determinarea numărului de plăci: S po 2 64.14835 buc N pi s (N p-2) numărul de plăci care participă la tra transferul nsferul de căldură (din totalul N p de plăci, cele de capăt sunt scăldate scăldate de ag agent ent termic doar pe o singură parte. Pentru aflarea numărului numărului de placi ssee rotunjește la număr impar:
N p 65 buc Numărul de canale canale pe circuit va fi: N p 1 n 2 32 circuite
73
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
Secțiunea pe circulație între două plăci se calculează cu formula: 2
A gL 0.0059 m Se calculează vitezele pe cele două circuite cu formulele: G1 m w1 n 1 A s m w1 0.54327 s
G2 m 0.87204 w2 n 2 A s 5.2. CALCUL TERMIC DEFINITIV
Din calculul termic preliminar s-au stabilit: - dime dimensiun nsiunile ile plăcilor: plăcilor: 2
s 0.85 m
- numă numărul rul ddee plă plăci: ci:
N p 65 buc - vitez vitezele ele agen agenților termici: m w1 0.54327 s
w2 0.87204 m s - numă numărul rul de circu circuite ite n 32 circuite Se calculează temperaturile medii ale agenților termici: ts1 p1 t 48.5 grdC tm1 2 ts2 p2 t tm2 38 grdC 2
74
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
Cu temperaturile tm1 și tm2 , din tabelele termotehnice se determină mărimile caracteristice ρ, λ, cp , ν, Pr ale agenților termici. Din tabelul de mai sus se interpolează valorile pentru temperatura de t m1 se iau valorile valo rile cup cuprinrin- se între între::
tm1min 40 grdC tm1 48.5 grdC tm1max 50 grdC kJ im1min 67.52187 kg kJ im1max 209.30813 kg Prin interpolare se va obține rezultatul: im1max im1min tm1 tm1min kJ 188.04019 i1 im1min tm1max tm1min kg i1
kJ 3.87712 c p1 tm1 kgK m1min 922.2
910.5
m1max
kg 3
m
kg m3
Prin inter interpola polare re se va oobbține rezultatul:
1 m1min m1min 0.6338 m1max 0.6478
W mK
m1min m1max tm1 tm1min tm1max tm1min
912.255
kg 3
m
75
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
Prin interpolare se va obține rezultatul:
m1max m1min tm1 tm1min
1 m1min
tm1max tm1min
0.6457
W mK
2
6m
m1min 0. 0.665910
s 2
6m
m1max 0. 0.55 5566 10
s
Prin interpolare se va obține rezultatul: 1 m1min
m1min m1max tm1 tm1min tm1max tm1min
5.7145 10
2 7 m
s
Pr m1min 4.3 Pr m1max 3.55 Prin interpolare se va obține rezultatul: Pr 1 Pr m1min
Pr m1min Pr m1max tm1 tm1min tm1max tm1min
3.6625
Din tabelul de mai sus se interpolează valorile pentru temperatura de t m2 se iau valorile valo rile cup cuprinrin- se între între::
tm2min 30 grdC tm2 38 grdC tm2max 40 grdC kJ im2min 25.6937 kg kJ im2max 67.52187 kg Prin interpolare se va obține rezultatul: i2 im2min
im2max im2min tm2 tm2min t t m2max m2min
59.15624
kJ kg
76
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
i2
kJ c p2 1.55674 tm2 kgK kg m2min 995.6
3
m
m2max 992.2
kg 3
m
Prin interpolare se va obține rezultatul: 2 m2min m2min 0.6176
m2min m2max tm2 tm2min tm2max tm2min
kg
992.88
3
m
W mK
m2max 0.6338
W mK
Prin interpola interpolare re se va obține rezultatul: 2 m2min
m2max m2min tm2 tm2min tm2max tm2min 6m
m2min 0. 0.880510
0.63056
W mK
2
s 6m
2
0. 0.665910
s m2max Prin interpolare se va obține rezultatul: 2 m2min
m2min m2max tm2 tm2min tm2max tm2min
6.882 10
2 7 m
Pr m2min 5.4 Pr m2max 4.3 Prin interpolare se va obține rezultatul:
Pr m2min Pr m2max tm2 tm2min Pr 2 Pr m2min m2min
tm2max tm2min
4.52
s
77
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
Se calculează criteriile Re pentru cei doi agenți termici: In cazul schimbatorului de caldura cu placi lungimea caracteristica l c se calculeaza cu formula :
lc 2 g 0.018 m w1 lc
Re1 1
w2 lc
Re2 2
17112.25488
22808.24364
Se calculează coeficienții superficiali de schimb de căldură: Calculele se vor efectua ppentru entru un unghi și carac caracteristicile teristicile de mai jos:
120grade
C 0.29 m 0.65
n p 0.4 Așadar : n
Nu1 C Re1m Pr 1 p 275.14318 n
Nu2 C Re2m Pr 2 p 360.75559
N 1 u1 1 9869.99741 2 g 2
Nu2 2 2 g
12637.66918
W 2 m K W 2
m K
Considerații privind depunerile: Acest tip de schimbatoare se cura curata ta manua manuall sau chimic.
Valorile rezisten rezistentelor telor
conductive ale depunerilor (δ/λ) depind de natura apei. Daca se admite o curatire periodica corecta, cel putin o data pe an.
78
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
Agentul primar 1 este apa tratata si deci: 2
5 m K
k 1 2 10
W
Agentul primar 2 este apa tratata si deci: 2
5 m K
k 2 5 10
W
Iar pentru oțel inox: 2
5 m K
k ol 1.210
W
Se calculează coeficientul global de tranfer de căldură: K
1 1 1
1
3810.31251
ol k 1 k 2 k ol 2
W 2
m K
Se calculează suprafața reală de schimb de căldură și numărul de plăci: S0
Q 1000 69.3199 m2 K t ml
S0 N p 2 83.55283 placi s Se rotunjește superior sau inferior la număr impar:
N p 83 placi 5.3.
CALCUL HIDRAULIC AL SCHIMBĂTOARELOR SCHIMBĂTOARELOR DE CĂLDURĂ
Scopul principal al acestui calcul este de a determina pierderile de sarcina (caderile de presi- une) pe traseul celor doi agenti care circula prin aparat. Determinarea pierderilor de sarcina sarc ina eeste ste nene- cesara cesara pent pentru ru a ddimen imensiona siona pomp pompele ele sau sau ve ventilat ntilatoare oarele le ce dese deservesc rvesc instalatiile in care sunt montate aparatele respective. Pentru calculul pierderilor de sarcina la schimbatoarele de caldura se vor calcula pierderi de sarcina sarcina liniare si pierderi de sarcina locale.
79
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Calculul predimensional al unui schimbător de căldură cu plăci
Pentru a afla suma pierderilor locale se calculeaza cu formula : 1
2.5 Re1 0.3 0.13426
Numarul de grofe la placa aleasa 30 grofe, iar numarul de treceri n=11. ng 30 n 11
N 2
m
p 1 1
2 1 w1
2
18.07424
2
m
p 1 p 1 ng n
2
N N
5964.4991
2
m
2.5 Re2 0.3 0.12317 N 2 m
2 p 2
2 2 w2
2
46.49939
p 2 p 2 ng n
N 2
m
15344.798
p tot p 2 p 2
N 2
m
15391.29739
N 2
m
Utilizând programul ingineresc ingineresc ANSYS la ANEXE se vor ata atasa sa graficele de variație a temperaturii pentru ulei, respectiv apă tehnică, în cazul răcitorul de ulei cu plăci.
80
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
CAPITO CAP ITOLUL LUL 6 EXPLOATAREA INSTALAŢIEI DE UNGE UNGERE RE
6.1. SCHEMA, FUNCŢIONARE, ELEMENTE COMPONENTE
Uleiul de ungere este pompat dintr-un tanc de fund prin intermediul pompei principale de ungeren pana la racitorul uleiului de ungere, unei valvulei termostatice si printr-un filtru de debit maxim, maxim, pana la robinetul robinetul motorului motorului RU, Fig 4.2. RU unge unge lagarele principale, principale, lagarele de ungere, amortizoarele axiale de vibratii, racitorul pistonului, lagarele incrucisate, lagarele fusului maneton. Furnizeaza ulei si unitatii de alimentare cu energie hidraulica si amortizorului momentului compensator si de vibratie torsionala.
UNGEREA TURBOSUFLANTEI
Turbosuflantele cu lagare culisante sunt lubrifiate in mod normal de la sistemul principal al motorului. AB este valvula de d e iesire a turbosuflantelor, vezi Fig. 4.3. pana la 4.4, care sunt prevazute cu senzori pentru UMS. Fig. 4.3. pana pana la 4.4. arata aranjamentu aranjamentull tevilor pentru diferite diferite tipuri tipuri de turbosuflante. turbosuflante.
UNITATEA APROVIZIONARE CU ENERGIE HIDRAULICA
In interiorul motorului RU este conectat cu racordul de energie hidraulica(HPS) care furnizeaza uleiul hidraulic cilindrilor hidraulici(HCU-uri). Unitatea HPS poate fi, fie montata pe motor si sa fie actionata de acesta sau poate livrata separat si actionata electric. Unitatea racordului de de energie hidrulica prezentata in fig. 4.2, consta in: - un filtru principal automat automat cu un filtru de de reductanta, in paralel; - 2 pompe pompe lectrice; lectrice; - 3 pompe pompe electrice; electrice; - un bloc acumulato acumulatorr de siguranta. siguranta. RW este valvula de ulei pentru filtrul de retur.
81
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
La pornire una dintre cele doua pompe actionate electric este pornita si se opreste in momentul in care celor 3 pompe actionate de motor le este asigurata rezerva de ulei hidraulic. Uleiul hidraulic este asigurat unitatii cilindrului hidraulic(HCU) aflat pe fiecare cilindru de unde este trimis catre sistemul electric de injectie si catre sistemul electronic de actionare a valvei (FIVA), care asigura injectia uleiului si deschide valvula exhaustoare. Valvula Valvu la este inchisa de catre jetul de aer conventional. conventional. Semnalele electronice sunt transmise catre FIVA de catre sistemul de control al motorului.
Rezerva de energie hidraulica este disponibila in 2 versiuni:
versiunea standard, fiind o versiune standard ME in care energia hidraulica este generata de catre pompele actionate de motor iar presiunea de pornire este asigurata de pompele pompele actionate electric. Capacitatea pompelor actionate electrice asigura doar presiunea de pornire. Motorul nu poate poate functiona fara pompele actionate de motor.
versiunea optionala ,este similara cu versiunea standard, insa pompele actionate electric au capacitatea de asigura 15 din puterea motoarelor. Consumul de energie electrica ar trebui specificat in cartile motoarelor auxiliare.
82
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Fig. 4.1. Instalatia de ungere ungere si racire racire cu ulei
83
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Figura 4.2. Unitatea de conducere hidraulica a motorului motorului
84
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
TUBULATURILE
DE
CIRCULATIE
TURBOSUFLANTEI
a)
b)
A
ULEIULUI
DE
UNGERE
A
85
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
c) Figura Figu ra 4.3. a)-Turb a)-Turbosuf osuflanta lanta MAN Diesel Diesel de tipul tipul TCA, TCA, b)- Turbosufl Turbosuflanta anta ABB de tipul tipul T TPL, PL, c)-Turbosuflanta c)-Turbos uflanta mitsubischi de tip ti p MET
SEPARATOARE DE ULEI ŞI LISTA ULEIURILOR DE UNGERE Separatoarele manuale pot fi folosite doar pentru Spatiile Supravegheate ale masinii. Pentru spatiile spatiile nesuprave nesupravegheat gheatee ale masinii masinii sunt sunt folosite folosite separatoarele separatoarele automate automate cu golire golire totala sau partiala. Capacitatea nominala a centrifugelor trebuie sa fie conform specificatiei productorului pentru ulei de ungere bazata pe aceste cifre: 0.136 l/kWh. MCR-ul nominal este folosit depinzand de puterea totala.
LISTA ULEIURILOR DE UNGERE
Uleiul de circulare (uleiul de racire si ungere) trebuie sa impiedice rugina si oxidarea ca uleiul SAE cu un grad de vascozitate egal cu 30. 3 0.
Companie
Lubrifianti SAE 30, BN 5-10
BP
Energol OE-HT 30
Castrol
CDX 30
Chevron
Veritas 800 Marine 30
ExxonMobil
Mobilgard 300
86
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Shell
Melina30 / S 30
Total
Atlanta Marine D 3005
Pentru a impiedica depunerea pe pistoane si carter uleiul trebuie sa aibe o dispersie potrivita si proprietati de detergent. Uleiurile Uleiuril e din lista de mai jos au fost verificat pe termen t ermen lung cu rezultate satisfacatoare pentru instalatiile motoarelor MAN B&W: Deasemenea si alte marci au fost utilizate cu succes.
COMPONENTELE SISTEMULUI DE UNGERE CU ULEI
Pompa de ungere poate fi cu cilindru sau centrifuga:
Vascozitatea uleiului de ungere specificata: 75 cST la 50 de grade,
Vascozitatea uleiului de ungere: maxim 400 cST,
Capul de pompa destinat: 4.8 bar,
Presiune refulata: 4,8 bar
Temperatura maxima de functionare: 70 grade.
Debitul trebuie sa fie intre limitele de 100 pana la 120% din capacitatea data. Capul pompei este bazat pe o cadere de presiune peste racitor si filtru de maxim 1 bar.
Valvula Valvu la de bypass bypass prezenta prezenta intre principa principalele lele pompe pompe de ungere ungere din Fig. Fig. 4.1. poate fi omisa in cazul in care pompa are un bypass incorporat sau sunt folosite pompe centrifuge. centri fuge. Daca sunt sunt folosit folositee pompe centrifuge centrifuge este recomandat recomandataa instalarea unei unei valve clapet pe pozitia 005 pentru a preveni uleiul in exces in cazul in care pompa centrifuga furnizeaza prea mult ulei motorului. In timpul probelor valva ar fi trebuit sa fie ajustata prin intermediul unui dispozitiv ce
permite inchderea ei pana la nivelul minim de ulei, nivel care poate insa permite ungerea motorului in conditii normale si presiune normala pe robinetul de ulei in conditii normale de incarcare. Ar trebui sa fie posibila deschderea maxima a valvulei la pornirea motorului cu ulei rece. Este recomandata instalarea unei valvule de 25 mm(pozitia 006) cu un furtun dupa pompele principale de ungere pentru a verifica curatarea sistemului de ungere in timpul procesului de curgere. Valva trebuie pozitionata sunb o teava orizontala chiar dupa descarcarea din pompele de ungere.
87
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
RACITORUL ULEIULUI DE UNGERE
Carcasa si tubulatura recitorului de ulei trebuie sa fie confectionate din material rezistente la coroziunea apei de mare, sau un model plat de schimbator de caldura din material de Titan, daca nu este folosita doar apa dulce in sistemul central de racire.
Vascozitatea uleiului de ungere specificata: 75 cST la 50 de grade,
Temperatura uleiului de ungere: 45 grade
Presiunea Presiu nea de lucru pe partea uleiului: uleiului: 4.8 bar,
Presiune refulata: 4,8 bar
Caderea de presiune pe partea uleiului: max 0.5 bar;
Temperatura apei de racire:
apa de mare 32 grade;
apa dulce 36 grade;
Caderea de presiune pe partea apei: max 0.2 bar.
Debitul uleiului de racire trebuie sa fie intre limitele de 100 pana la 120% din capacitatea data.
Debitul apei de racire trebuie sa fie intre limitele de 100 pana la 120% din capacitatea data. Pentru a asigura o buna functionare a racitorului uleiului de ungere trebuie ca apa de
mare sa nu scada sub temperatura de 10 grade.Caderea de presiune poate fi mai ridicata in functie de proiectul racitorului.
VALVULA DE CONTROL A TEMPERATURII ULEIULUI DE UNGERE
Sistemul de control al temperaturii poate face un bypass total sau partial racitorului prin intermediul unei valvule cu 3 cai.
Vascozitatea uleiului de ungere specificata: 75 cST la 50 de grade,
Variatia temperaturii , de la robinet la motor 40-47 de grade.
FILTRUL DE ULEI
Caracteristici:
Presiunea Presiu nea de lucru lucru - 4.8 bar, bar, Presiunea Presiu nea test test in - functie functie de regulile regulile de de clasificare, clasificare,
88
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Finete Fin eteaa abso absolut lutaa - 50 m,
Temperatura Tempe ratura de lucru lucru - aprox 45 grade, grade,
Vascozitatea Vasco zitatea uleiului uleiului la la temperatura temperatura de de lucru - 90-100 90-100 cST,
Caderea Cader ea de presiune presiune cu filtru filtru curat curat - max 0.2 0.2 bar
Curatarea filtrului la o cadere de presiune de max 0.5 bar. Debitul trebuie sa fie intre limitele de 100 pana la 120% din capacitatea data. Filtrul
trebuie montat cat mai apropae de motorul principal. daca este instalat un filtru dublu(duplex), trebuie sa aiba capacitate suficienta pentru a permite cantitatiie maxime maxime de ulei mentionate sa curga prin amble parti ale filtrului la o temperatura de lucru data cu o cadere de de presiune presiune pe filtru de maxim maxim 0. 0.2 2 bar(pentru bar(pentru un filtru filtru curat). curat). Daca este instalat instalat un filtru cu ambeiaj hidraulic ar trebui luate in evidenta urmatoarele:
debitul necesar al uleiuli trebuie sa fie crescut cu cantitatea de ulei necesara returului, astfel incat presiunea uleiului de la robinet pana la motorul principal sa fie mentinuta in timpul curatirii.
daca este instalat un filtru cu curatare automata, pentru a activa procesul de curatare este necesara o presiune mai mare a uleiului la robinet decat presiunea specificata pe pompa. Asadar, capacitatea pompei trebuie adecvata pentru acest scop.
6.2. EXPLOATAREA ŞI ÎNTREŢINEREA
CURATAREA SISTEMULUI DE LUBRIFIERE
Inaintea pornirii motorului pentru prima oara sistemul de ungere cu ulei trebuie sa fie curatat in concordanta cu recomandarile MAN Diesel care sunt disponibile la cerere.
IESIREA ULEIULUI
Un inel de protectie protectie trebuie instalat instalat la cerere pe pozitia pozitia 1-4, conform conform regulilor regulilor de clasificare, si trebuie lasat liber in varful tancului si ghidat de gaura din flansa. In directia verticala vertic ala este securizat securizat de catre surubul surubul de la pozitia 4, pentru pentru a preveni uzura uzura placii de cauciuc.
89
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Fig 4.4. 4.4. Valvul Valvula a de unger ungeree
TANCUL DE ULEI
Fig.. 4.5. Fig 4.5. Tancu Tancull de ulei ulei unger ungeree cu cof coferd erdam am
Nota: La calcularea inaltimii tancului nu s-a luat in calcul ulei aflat pe tubulatura poate fi intors pe fundul tancului cand pompele pompele sunt oprite.
90
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Daca sistemul este prevazut astfel incat uleiul aflat pe tubulatura sa se intoarca in tanc dupa oprirea pompelor,atunci nivelul tancului este indicat conform tabelului 8.06.01b. Daca spatiul este totusi limitat exista si alte posibilitati.
CONDITIILE DE FUNCTIONARE ALE TANCULUI DE ULEI
Fundul tancului de ulei trebuie sa respecte regulile de clasificare de a functiona in urmatoarele conditii: Unghiul de inclinare(grade)
In borduri
Static 15
Dinamic 22.5
Pupa/Prova
Static 5
Dinamic Din amic 7.5. 7.5.
SPALAREA ULEIULUI HIDRAULIC
Agregatul special pentru curatarea absorbtiei este legat de MP(motorul principalsistem inetgrat) Filtrul uleiului hidraulic din sistemul de autocuratare de pe motor este contaminat de aceea nu este indicat sa fie trimis direct in tancul de scurgeri de ulei. Cantitatea de ulei prvenita de la acest sistem este mare si costul de inlaturare este destul de ridicat, din acest motiv se recomanda ca tancul de scurgeri de ulei al MP sa fie modificat astfel incat acest ulei sa nu fie amestecat cu restul uleiului uzat. Tancul de scurgeri de ulei trebuie sa fie prevazut cu o valvula speciala speciala de drenaj si un tanck pentru acest ulei hidraulic, care sa colecteze uleiul hidraulic uzat prin intermediul acestei valvule hidraulice. Acest fenomen fenomen este explicat explicat mai jos si cu ajutorul ajutorul Fig. Fig. 4.6. Sunt date trei trei metode metode de amplasare a tancului de drenaj drenaj in tancul de scurgeri in figura 4.7.
91
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Figura 4.6. Tancul Tancul servo de drenaj drenaj ulei
Figura 4.7. Model alternativ alternativ al tancului servo servo de drenaj de de ulei.
92
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Aranjamentul principal de absorbtie pentru purificator este constituit din doua tancuri legate(tancul de ulei de ungere si tancul de drenaj), care vor avea mereu acelasi nivel de ulei asa cum este explicat mai jos. Nivelul uleiului va fi egalizat in ambele tancuri prin intermediul tevii de bransament de la tancul de de drenaj, ca in Fig 4.1.. Cum tevile tevile ambelor tancuri au acelasi diametru insa lungimi diferite, rezistenta va fi mai mare la teava de bransament al tancului de drenaj, astfel tancul de scurgeri este golit mai intai de purificator. Nivelul de ulei din ambele tancuri ar trebui sa ramana egal deoarece sunt legate la varf. Cand uleiul hidraulic vehiculat este tras din filtru, va furniza un nivel mai ridicat in tancul de drenaj, iar purificatorul va trage ulei din acest tanc pana cand nivelul din cele doua tancuri va fi egal. egal. Apoi, purificatorul va aspira din tancul tancul descurgeri cum a fost aratat mai sus. Acest sistem va asigura o buna curatare si recirculare a uleiului. Daca este rentabila se poate utiliza si drenarea uleiului din tancul de drenaj in tancul de scurgeri.
FILTRUL DE CONTROL AL ULEIULUI HIDRAULIC
Filtrul trebuie sa fie de tip duplex cu plina incarcare cu schimbare si curatare manuala sau cu curatare automata. Un indicator de nivel diferential este plasat pe filtru. Urmatoarele date sunt specificate prin Fig. 4.8.
capacitatea filtrului,
caderea maxima de presiune de-alungul filtrului,
marimea ce poate fi captata de filtru(maxim),
vascozitatea uleiului,
temperatura destinata.
93
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Fig. 4.8. Controlul Controlul hidraulic hidraulic al instalatiei instalatiei de ungere, ungere, filtru manual manual
Unitate indirecta a filtrului fin sau purificatorul trebuie sa permita curatarea a 10-15% din cantitatea de ulei. Filtrul este de tip indirect si poate retine particule metalice si nonmetalice mai mari de 0,8 micrometri la fel ca si apa si oxidarea. Flitrul are o pompa aferenta montata pe tancul de control al uleiului hidraulic. Un filtru fin potrivit este:
Producator: CJC,C.C. Jensen A/S, Svendborg,Danemarca.
Pentru un volum de ulei mai mic de 10 tone:
HDU 27/MZ -Z cu un debit la pompa de 15-20% din v volumul olumul total de ulei pe ora.
Pentru un un volum de ulei mai mare de 10 tone: tone:
HDU 27/GP -DZ cu un debit la pompa de de 15-20% din volumul total de ulei ulei pe ora. Indicatorul de temperatura
Face parte din categoria celor cu lichid.
Indicatorul de presiune Este de tip digital
94
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Exploatarea instalației de ungere
Alarme de nivel
Trebuie sa aibe alarme pentru nivel ridicat sau scazut. Tubulatura
Pot fi facute din otel moale. Presiunea Presiu nea ce poate fi suportata suportata sa fie de 10 bar. Tevile de retur trebuies montate in pozitie verticala sau la un unghi de maxim 15
grade.
95
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a ins instala talației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elem elementului entului finit Concluzii
CONCLUZII
Lucrarea are drept scop analiza instalației de ungere a motorului principal a unei nave tanc de 100.000 tdw. Primul capitol al lucrării prezintă principalele dimensiuni și instalații ale navei alese. Capitolul doi face o scurtă analiză a calcului rezisten ței la înaintare și alegerea motorului principal de propulsie ale navei. Rezisten ța la înaintare a navei pentru viteza de 17 Nd este de 1 668,531 kN iar puterea de remorcare ste de 14 579,62 kW. Pentru stabilirea motorului principal se consideră randamentele randamentele elicei de 6655 % și a liniei de arbori de 98 %. După o rezervă de 10 % pentru suprasarcină se obține valoarea de 25 431,052 kW. Capitolul trei face o scurtă analiză a instala ției de ungere a motorului prezentându-se principalele elemente componente ale instalației precum și un calcul succinct al principalilor parametrii. Capitolul Capit olul patr patruu prez prezintă intă ca calculu lculull pompe pompeii de unger ungeree a motor motorului ului prin principal cipal av având ând un debit de 550 m3/h și o sa sarcină rcină de 30 m. Tur Turaația pompei este de 2856 rot/min iar motorul de antrenare are o putere de 60 kW. Capitolul cinci prezintă calcu calculul lul predimensional al unui schimbă schimbător tor cu plăci. În ultimul capitol, capitolul șase, sunt prezentate schema, modul de funcționare și elementele componente, precum procedee pentru exploatarea în siguran ță a instalației de ungere. Asigurarea ungerii normale a motorului este una din condiţiile primordiale care fac f ac ca motorul să funcţioneze în bune condiţii. Pe timpul exploatării motorului motor ului o atenţie deosebită se acordă ungerii şi calităţii uleiului, aditivizarea, separarea acestuia.
96
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Bibliografie
BIBLIOGRAFIE
1.
Costică A.
- Maşini şi Instalaţii Navale, Editura Tehnică, Bucureşti, 1991;
2. Dragalina A. - Calculul Termic Al Motoarelor Diesel Navale, Academia Navală “Mircea cel Bătrân”, Constanţa, 1992; 3. Dragalina A. - Calculul termic al motoarelor diesel navale, Editura , “Muntenia & Leda“,Constanţa, 2002; 4. Dragalina A. - Motoare cu ardere internă , vol I, II şi III , Ed. Academiei Navale „Mircea cel Bătrân”, Constanţa, 2003, 2004. 5. Grünwald B. - Teoria, Calculul Calculul Şi Construcţia Motoarelor Pentru Autovehicule
Rutiere, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1980; 6. Maier V. - Mecanica şi Construcţia Navei vol I,II,III , Editura Tehnică , Bucureşti,1985. 7. Moroianu C. - Dragal Dragalina ina A, A, ş.a., ş.a., Motoare navale. Procese şi caracteristici, Ed. Tehnică, 2001; 8. N. Dumitru - Automatizări electrice navale, Ed. Ed. Munt Munten enia ia,, Cons Constan tanţa ţa,, 2004 9. Nicolae F. - Maşini şi instalaţii navele ,vol I Editura EX PONTO Constanţa 2003; 10. Patrichi I. - Exploatarea şi întreţinerea instalaţiilor şi sistemelor navale; Ed. Academiei Acade miei Navale, Navale, Constanţa 2000 11. Popa I. - Instalaţii mecanice şi hidropneuma hidropneumatice tice navale, Editura Muntenia 2005 12. Pruiu A., Uzunov Ghe. s.a. , Manualul ofiţerului mecanic maritim, vol I şi II, Ed.Tehnică, Bucuresti, 1998; 13. Rusu D., Popa I. - Exploatarea Şi Întreţinerea Instalaţiei De Propulsie A Navei, Editura Militară, Bucureşti, 1995; 14. RNR - ALBUMUL TIPURILOR DE NAVE ; 15. *** - Docume Documenta ntaţia ţia de la bord bordul ul navel navelor. or. 16. http://www.shiplink.info
97
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. tdw. Elemente de proiectare a instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Bibliografie
17. Referin Referințe țe din baza de date ANMB: 17.1 E. Luís, V. Michel, Y. Kodama, “Prediction of resistance coefficients in ship hydrodynamics”, Journal of Marine Science and Technology, Technology, 2009; http://link.springer.com/article/10.1007/s00773-009-0049-2 17.2 M. Radoslaw W., Feldshtein Eugen, L. Stanislaw, K. Grzegorz M., „Analysis of Contact Phenomena and Heat Exchange in the Cutting Zone Under Minimum Quantity Cooling Lubrication Lubrication conditions”, Arabian Journal for for Science and Engineering, Vol. 41, 2016 http://link.springer.com/article/10.1007/s13369-015-1726-6 17.3 W. Victor W., T. Simon C ., „Overview of automotive engine friction and reduction trends–Effects of surface, material, and lubricant-additive technolog techn ologies”, ies”, Friction, Friction, Vol. 4, 2016 http://link.springer.com/article/10.1007/s40544-016-0107-9
98
ANEXE
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 1 – Temperatur Temperatur ă ulei
ANEXA 2 – Temperatur Temperatur ă ulei
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 3 – Temperatur Temperatur ă ulei
ANEXA 4 – Temperatur Temperatur ă ulei
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 5 – Temperatur Temperatur ă ulei
– Temperatur ANEXA 6 – Temperatur ă ulei
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
– Temperatur ANEXA 7 – Temperatur ă ulei
– Temperatur ANEXA 8 – Temperatur ă ulei
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 9 – Temperatur Temperatur ă ulei
ANEXA 10 – Temperatur Temperatur ă ulei
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 11 – Temperatur Temperatur ă ulei
ANEXA 12 – Temperatur Temperatur ă ulei
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 13 – Temperatur Temperatur ă apă
ANEXA 14 – Temperatur Temperatur ă apă
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 15 – Temperatur Temperatur ă apă
– Temperatur ANEXA 16 Temperatur ă apă
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
– Temperatur ANEXA 17 Temperatur ă apă
– Temperatur ANEXA 18 Temperatur ă apă
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 19 – Temperatur Temperatur ă apă
ANEXA 20 – Temperatur Temperatur ă apă
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 21 – Temperatur Temperatur ă apă
ANEXA 22 – Temperatur Temperatur ă apă
Navă de tip tanc petrolier de 100.000 tdw. Elemente de proiectare a instala instalației de ungere a motorului de propulsie folosind programe de calcul bazate pe teoria elementului finit Anex An exee – Vari Variaația temperaturii în răcitorul de ulei cu plăci
ANEXA 23 – Temperatur Temperatur ă apă
View more...
Comments
