Unitatea Invatare 4 VN

Vibraii i noxe navale

99 Vibraii i Noxe Navale Curs i aplicaii

Unitatea de nvare nr. 4

CONCEPTE MODERNE N MODELAREA, CONTROLUL I AMELIORAREA COMPORTAMENTULUI DINAMIC AL MOTOARELELOR NAVALE

Cuprins Pagina

Obiectivele unitii de nvare nr. 4 101 4.1 Noi proceduri utilizate n proiectarea sistemelor de propulsie naval n scopul

ameliorrii comportamentului dinamic al acestora 101

4.2 Metode moderne de control al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori antrenai de motoare lente de propulsie

105

4.2.1 Controlul activ al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori ale motoarelor navale

105

4.2.1.1 Modificarea fazei armonicii excitatoare prin considerarea unor presiunii medii indicate diferite n cilindrii motorului

105

4.2.1.2 Reducerea amplitudinii armonicii ce excit la rezonan prin ncrcarea diferit a cilindrilor motorului

106

4.2.1.3 Reducerea amplitudinii armonicii excitatoare prin varierea momentului injeciei i a fazelor arderii pe ciclu

107

4.2.1.4 Calculul tensiuniilor suplimentare de torsiune din linia de arbori 109 4.2.1.5 Utilizarea injeciei de combustibil secveniale n ameliorarea

comportamentului dinamic. Injecia pilot i arderea n destindere

109

4.2.2 Reducerea nivelului vibratoriu torsional al liniilor de arbori ale motoarelor navale prin calajul optim al propulsorului fa de motor

110

4.2.2.1 Calculul analitic al unghiului optim de calare al elicei pe baza interpretrii vectoriale a momentelor torsionale ale motorului i propulsorului

110

4.2.2.2 Calculul unghiului optim de calare al elicei prin metoda matricelor de transfer

112

4.3 Comportamentul dinamic n regim tranzitoriu al instalaiilor cu motoare navale de propulsie

114

4.3.1 Configuraii moderne ale instalaiilor de propulsie naval 114 4.3.2 Modelarea sistemelor oscilante ramificate 116 4.3.3 Criterii de analiz a grupurilor de propulsie i electrogene cu motoare

diesel ce funcioneaz n regimuri tranzitorii 118

Lucrare de verificare unitatea de nvare nr. 4 121 Rspunsuri i comentarii la ntrebrile din testele de autoevaluare 121



Bibliografie unitatea de nvare nr. 4 122



OBIECTIVELE unitii de nvare nr. 4

Principalele obiective ale Unitii de nvare nr. 4 sunt:

Cunoaterea metodelor moderne de control al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori antrenai de motoare lente de propulsie;

Cunoaterea comportamentului dinamic n regim tranzitoriu al instalaiilor cu motoare navale de propulsie.

4.1 Noi proceduri utilizate n proiectarea sistemelor de propulsie naval n scopul ameliorrii comportamentului dinamic al acestora

Pentru evidenerea efectului variaiei presiunii medii indicate asupra nivelului vibratoriu torsional s-a ntreprins o analiz computerizat prin utilizarea unei distribuii aleatoare a presiunii respective n cilindrii motoarelor navale moderne, cu considerarea, de fiecare dat, a cel puin 1000 de situaii distincte, amplitudinile torsionale rezultnd dup o distribuie gaussian; s-a dedus de aici, ca o situaie acoperitoare pentru cele mai multe din situaiile menionate, aceea a unuia din cilindri dezvoltnd o putere ntre 7% i 10% din valoarea nominal. Calculul cu asemenea deviaii va fi mai mare sau egal cu valorile msurate, de unde i situaia acoperitoare. O alt problem de actualitate n strudiul liniilor de arbori o constituie configuraiile tot mai sofisticate, sisteme complexe PTO, etc. care conduc la un volum foarte mare de calcul. Pentru determinarea excitaiilor date de motor este necesar nregistrarea unui numr mare de date (presiuni indicate). S-a artat c influena mrimii alezajului cilindrului asupra nivelului excitator este redus. Cealalt problem important n conceperea unui sistem de propulsie naval cu un comportament dinamic adecvat o constituie determinarea caracteristicilor masice (ineriale) i a celor elastice ale liniilor de arbori. n tabelele 4.14.4 se dau diverse recomandri pentru stabilirea unei configuraii corecte a liniei de arbori, de care se poate ine seama n proiectarea acestora. Pentru primul tabel, zona de turaii interzise depinde de armonica i turaia de rezonan periculoas, lungimea i diametrele liniei de arbori i se situeaz ntre 30-65% din turaia nominal; mrimea ei este de aprox. 10% din turaia nominal. Pentru ultimul, abrevierilor sunt:

- R1: 2220 kW/cil. la 113 rot/min; - R3: 1610 kW/cil la 82 rot/min; - Materialul arborelui: r =600 N/mm2; - Linia de arbori: Diametre minime recomandate; - DCLA: Disc la captul liber al arborelui cotit; - AVN: Amortizor vscos de vibraii torsionale neacordat; - AA: Amortizor acordat cu resorturi elasice; - MLA: Modificarea liniei de arbori este posibil.

Cele menionate anterior relev importana msurtorilor n conceperea unei instalaii de propulsie naval cu motor cu ardere intern cu piston, n vederea ameliorrii comportamentului dinamic al acesteia.



Tabelul 4.1. Recomndari pentru controlul vibraiilor torsionale la motoarele n 2 timpi Sulzer RND, RND/M i RLA cu 4,5 i 6 cilindri cuplai la linii scurte de arbori

Linie de arbori scurt Nr.

cil.

RLA 56 RND/M 68 RND/M 76

6 Zona de turaii interzise (rezonana cu armonica de ordinul 6/I) Pentru linie de arbori foarte scurt i elice grea se recomand volant+disc la capatul liber al

arborelui cotit (absorbitor dinamic cu volant). Posibil necesar un amortizor de vibraii. Ca regul, diametrele minime ale liniei de arbori recomandate de societile de clasificare trebuie uor mrite. Cu elice cu pas variabil este necesar un amortizor de vibraii torsionale care s permit operarea sigur a motorului chiar cu

elicea la pas 0 prin zona de turaii interzise. 5 Zona de turaii interzise nu este necesar. Volantul este extrem de mic. Prin creterea uoar a diametrelor arborilor rezult o

cretere a rigiditii lor astfel nct turaia critic de ordinul 5 va fi dincolo de turaia nominal. Cu ct este mai scurt linia de arbori i mai mic momentul de inerie al elicei, cu att mai puin trebuie rigidizai arborii. Se recomand totui ca arborele intermediar s aib diametrul mai mare dect al arborelui portelice.

La MCR sunt condiii bune de funcionare dac turaia critic de ordinul 5/I este: n(5/I)1.22nMCR [rot/min]

nMCR=170 rot/min n(5/I)=1.22nMCR [rot/min]

nMCR= 150 rot/min n(5/I)=1.33nMCR [rot/min]

nMCR=122 rot/min

L [m]

DAI [mm]

DAPE [mm]

Ielice [kgm2]

L [m]

DAI [mm]

DAPE [mm] Ielice [kgm2]

L [m]

DAI [mm]

DAPE [mm]

Ielice [kgm2]

9.0 550 490 30000 11.5 620 540 40000 13. 750 700 90000 8.0 540 480 30000 9.0 615 530 40000 11. 750 680 90000 7.0 520 470 30000 9.0 565 530 50000 9. 740 620 90000 4 Nu este necesara o zon de turaii interzise. Volantul este foarte mic. Prin creterea diametrelor liniei de arbori, rigiditatea liniei va

ine turaia critic de ordinul 4/I n afara turaiei de MCR. Cu ct linia de arbori este mai scurt, cu att va fi mai mic momentul de inerie al elicei i necesitatea de rigidizare a liniei de arbori mai redus. Este recomandat ca arborele intermediar s aib diametrul mai mare dect al arborelui portelice.

Condiii satisfctoare de funcionare la MCR din punct de vedere al vibraiilor torsionale dac turaia critic de ordinul 4/I este:

n(4/I)=1.3nMCR ; nMCR=170 rot/min n(4/I)=1.3nMCR ; nMCR=150 rot/min n(4/I)=1.4nMCR ; nMCR=122 rot/min

L [m]

DAI [mm]

DAPE [mm]

Ielice [kgm2]

L [m]

DAI [mm]

DAPE [mm] Ielice [kgm2]

L [m]

DAI [mm]

DAPE [mm]

Ielice [kgm2]

12. 530 450 25000 11.5 535 495 40000 11. 650 500 85000 9. 475 420 25000 9.0 500 480 40000 10. 620 500 85000 8. 450 420 25000 8.0 495 470 40000 9. 600 500 85000

L: Lungimea liniei de arbori; DAI: Diametrul arborelui intermediar; DAPE: Diametrul arborelui port elice; Ielice: Momentul de inerie la elicei mpreuna cu apa antrenat



Tabelul 4.2. Recomandri pentru controlul vibraiilor torsionale la motoarele n 2 timpi Sulzer RND, RND/M i RLA cu 46 cilindri cuplai la linii de arbori de lungime medie

Nr. cil.

Linie de arbori de lungime medie

RLA 56 RND/M 68 RND/M 76 6 Zona de turaii interzise n jurul turaiei critice 6/I

Cu o elice grea i, n funcie de lungimea liniei de arbori, volant+disc la captul liber al arborelui cotit pot fi necesare

n funcie de lungimea liniei de arbori i momentului de inerie al elicei, poate fi necesar o uoara mrire a diametrelor minime recomandate de societatile de clasificare

Poate fi necesar un amortizor de vibraii pentru instalaii cu elice cu pas variabil

Amortizor de vibraii este necesar pentru instalaii cu elice cu pas variabil

5 Zona de turaii interzise n jurul turaiei critice 5/I Necesar volant motor+volant la captul liber

al arborelui cotit Neceasar un amortizor de vibraii torsionale care s menin tensiunile datorate armonicii 5/I din linia de arbori sub limita admisibil

Amortizor de vibraii poate fi necesar Obligatoriu amortizor de vibraii pentru

instalaii cu elice cu pas variabil pentru operarea sigur a instalaiei chiar cu elicea la pas 0

4 Zona de turaii interzise n jurul turaiei critice 4/I Amortizor de vibraii torsionale este necesar pentru a menine tensiunile din linia de arbori

datorate armonicii 4/I sub limita admisibil

Tabelul 4.3. Recomandri pentru controlul vibraiilor torsionale la motoarele n 2 timpi Sulzer RND, RND/M i RLA cu 46 cilindri cuplai la linii de arbori de lungime mare

Linie de arbori lunga Nr. cil.

RLA 56

RND/M 68

RND/M 76 6 Zona de turaii interzise n jurul turaiei critice 6/I

(Nu este necesar zona de turaii interzise dac diametrele arborilor i volantul motorului sunt suficient de mari )

5 Zona de turaii interzise n jurul turaiei critice 5/I 4 Zona de turaii interzise n jurul turaiei critice 4/I n funcie de momentul de inerie al elicei, o uoar cretere a diametrelor liniei de arbori poate fi

necesar. Momentul de inerie al elicei trebuie inut la minimum. Un volant masiv este necesar.

Poare fi necesar amortizor de vibrai torsionale pentru mennerea n limitele admisibile a tensiunilor din linia de arbori datorate rezonani cu armonica 4/I.

Necesar amortizor de vibraii torsionale pentru a permite funcionarea sigur a instalaiiilor cu elice cu pas variabil, la trecerea prin zona de turaii interzise cu elicea la pas 0.



Tabelul 4.4. Recomandri privind controlul vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori cuplai la motoare Diesel n 2 timpi Sulzer RTA62U

Nr. cil.

Moment de inerie elice [tm2]

Turaii interzise

Lungimea liniei de arbori

25 m

R1 R3 R1 R3 R1 R3 R1 R3 4 2025 Da AA AA AA AA AVN AA DCLA

Nu MLA MLA MLA MLA AA AA AA AA 2532 Da AA MLA AA AA AA AA AVN AVN

Nu MLA MLA MLA MLA AA MLA AA MLA 3240 Da AA MLA AA MLA AA AA AVN AA

Nu MLA MLA MLA MLA AA AA AA AA 5 2532 Da AA MLA AA AA DCLA AVN

Nu MLA MLA AA AA AA AA AA AA 3240 Da AA MLA AA AA DCLA AA

Nu MLA MLA MLA MLA AA AA AA AA 4050 Da AA MLA AA AA AVN AA AVN AVN

Nu MLA MLA MLA MLA AA AA AA AA 6 3038 Da AVN AA DCLA AVN

Nu AA MLA AA AA DCLA AA 3850 Da AVN AA AVN AVN

Nu AA MLA AA AA AA AA 5070 Da AA AA AVN AA AVN AVN

Nu AA MLA AA AA AA AA AVN AVN 7



4.2 Metode moderne de control al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori antrenai de motoare lente de propulsie

Deoarece momentul disponibil la arborele motorului a crescut continuu prin creterea alezajului, cursei i presiunii medii indicate, amplitudinea armonicilor excitatoare va prezenta aceeai tendin. Pentru o configuraie mecanic dat, o modalitate interesant de a reduce tensiunile suplimentare n linia de arbori este de a micora la valori convenabile ampiltudinea componentei armonice excitatoare a momentului motor sau a celui rezistent al elicei, responsabile pentru rezonane periculoase.

4.2.1 Controlul activ al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori ale motoarelor navale

Vom prezenta n continuare metodologia i rezultatele unor studii foarte recente ce au investigat i demonstrat posibilitatea de a reduce numai o singur component a momentului motor i anume aceea responsabil de rezonan n zona de turaii interzise, prin injecie secvenial de combustibil i prelungire a arderii n destindere, concomitent cu meninerea presiunii medii indicate a motorului la valorile necesare pentru funcionarea sistemului de propulsie pe curba de elice. Se va exemplifica metodologia propus pe cazul concret al unei instalaii de propulsie naval cu un motor lent cu 6 cilindri n linie, cu alezajul de 620 mm i cursa de 2150 mm, dezvoltnd puterea de 12200 kW la 109 rot/min, cuplat direct cu o elice cu patru pale i pas fix. n timpul accelerrii, motorul trece prin turaia de rezonan, ceea ce conduce la vibraii torsionale de amplitudine ridicat. Aceasta face ca tensiunea suplimentara 6 n arborele cotit al motorului s fie la limit conform recomandrilor IACS/NSD de 32 mm2 i s fie depait n arborele intermediar conform clasificarii NK pentru condiii operaionale staionare. Aceste valori au dus la necesitatea unei zone de turaii interzise 4453 rot/min i msuri adiionale pentru reducerea tensiunii sub limita NK-FT.

4.2.1.1 Modificarea fazei armonicii excitatoare prin considerarea unor presiunii medii indicate diferite n cilindrii motorului

Un interes potenial este constituit de investigarea modificrii fazei vectorilor armonicii periculoase corespunztori fiecrui cilindru, atunci cnd presiunea medie indicat

imp din

cilindrii motorului variaz. Armonica considerat este aceea care produce rezonana periculoas la trecerea prin zona de turaii interzise. Pentru instalaia de propulsie descris anterior, o variaie mare a fazei vectorilor armonicii a 6-a, vectori corespunztori fiecrui cilindru, pentru diferene mici a

imp n cilindrii motorului, ar duce la decuplarea vectorilor care la

rezonan sunt n faz pentru orice ordine de aprindere. Calculele au artat ns numai o mic schimbare de faz pentru o diferen a

imp n cilindrii de 0.10.2 MPa. Analiza a fost extins

pentru valori ale im

p de 0.51.87 MPa i rezultatele au fost urmtoarele:



Tabelul 4.5. Corelaia dintre pmi i fazele componentelor armonice periculoase Presiunea medie

indicata [MPa] Faza [grade] 0.50 -22.5 1.00 -24.74 1.87 -32.7

Aceste rezultate i valorile relativ mici ale im

p n zona de turaii interzise (0.3-0.5 MPa) au dovedit c aceast opiune investigat nu poate duce la rezultate notabile n micorarea amplitudinii armonicii ce produce rezonana n zona interzis de funcionare continu.

4.2.1.2 Reducerea amplitudinii armonicii ce excit la rezonan prin ncrcarea diferit a cilindrilor motorului

Amplitudinea vibraiilor torsionale depinde de energia pe care componenta armonic excitatoare o poate introduce n sistemul oscilant. Pentru a calcula aceast energie a fost considerat un disc j localizat la distana z de nodul de vibratie. Volantul a fost excitat de componenta armonica k a momentului motor a crui amplitudine este multiplicat prin raza de manivel R, care va excita o vibraie torsional forat de aceeai pulsaie cu ea ( k ) de amplitudine

jh . Energia introdus n sistemul oscilator prin volantul j ntr-o perioad de variaie de componenta armonica k a momentului motor va fi dat de gradul de excitaie, care este maxim atunci cnd diferena de faz dintre moment excitator i micarea vibratorie generat este 2pi . Pentru a evalua energia total introdus n sistem de armonica de ordin k a momentului motor, este necesar cunoaterea amplitudinii vibraiei in planul fiecrui volant echivalent al mecanismelor motoare i diferena de faz ntre momentele excitatoare ce lucreaz pe aceti volani. Analiznd diferena de contribuie a cilindrilor la vibraie, dar cu meninerea

imp din

cilindri la valori egale, se pot trage unele concluzii cu privire la reducerea presiunii medii indicate din cilindrii cei mai activi i, eventual, reducerea pn la zero a acesteia. Aceste calcule au fost dezvoltate i rezultatele sunt urmtoarele pentru o configuraie motorului Sulzer 6RTA62:

Tabelul 4.6. Ponderea energiei introduse pe discurile aferente cilindrilor motorului naval Sulzer 6RTA62

Cilindru nr. Pondere % 1 15.0 2 15.8 3 16.5 4 17.1 5 17.6 6 17.9

iar gradul total de excitaie la rezonan pentru 6/I este 5.5. Acesta valori diferite ale excitaiei transferate de fiecare cilindru sistemului oscilator, au sugerat c pentru ordinea de aprindere a motorului 1-6-2-4-3-5, o posibilitate teoretic ar fi descreterea

imp pn la zero pentru cilindrii



4, 5, 6, i creterea proporional a im

p pentru cilindrii 1, 2 i 3 pentru funcionarea motorului pe curba de elice

4.2.1.3 Reducerea amplitudinii armonicii excitatoare prin varierea momentului injeciei i a fazelor arderii pe ciclu

Descreterea oricrei componente armonice a momentului nseamn, pentru aceleai dimensiuni fundamentale ale motorului, descreterea componentei armonice corespunztoare a presiunii tangeniale. Conceptul original este acela de a reduce, la trecerea prin domeniul turaiilor interzise, numai componenta responsabil pentru rezonana periculoas i de a menine celelalte componente armonice ale momentului motor la nivelul necesar pentru funcionarea motorului cu aceeai presiune medie indicat necesar punctului de pe curba de elice. Etapele de calcul sunt urmtoarele:

1. Definirea poziiei pe ciclu a nceputului arderii i a intervalului unghiular pentru simulrile pe calculator.

Intervalul unghiular pentru simulrile pe calculator pentru nceputul arderii a fost ales acoperitor ntre -30 oRAC nainte de p.m.i. pn la +30 oRAC dup p.m.i., cu un pas unghiular de 5 oRAC. Avansul maxim la injecie a fost limitat de viteza de cretere a presiunii i de presiunea maxim pe ciclu, iar cel minim de limita de autoaprindere a combustibilului greu n condiiile unor temperaturi i presiuni sczute n cursa de destindere.

2. Analiza diagramelor indicate. Urmtoarea etap a studiului este analiza curbei de presiune din cilindru, i analiza Fourier a presiunii tangeniale corespunztoare (amplitudini i faze) pentru primele 24 de armonici. Acesta a fost facut pentru exemplul considerat n cele 3 puncte de turaie i pentru fiecare 7 poziii unghiulare de ncepere pe ciclu a arderii. Sarcina motorului pentru cele trei puncte este necesar s fie cunoscut cu acuratee. n exemplul considerat, sarcina i presiunea medie efectiv corespunztoare au avut urmtoarele valori n funcie de turaia motorului:

Tabelul 5.7. Corelaia turaie-sarcin Turaia [rot/min] Sarcina [%] pme [bar]

44 6.5 2.78 48 8.5 3.33 53 11.5 4.07

Aceste condiii termodinamice cu totul speciale au sugerat deja n aceast faz a studiului condiii dificile pentru autoaprinderea combustibilului injectat. Unele propuneri scolastice pentru atenuarea sau nlturarea acestui fenomen ar fi:

a) Modificarea fazelor supapei de evacuare (creterea avansului la nchidere). b) Folosirea unui traseu de by-pass a rcitorului intermediar de aer de supraalimentare. c) Recircularea de gaze arse ntr-o cantitate controlat. d) O galerie de evacuare cu perei dubli, n conducta exterioar circulnd aerul proaspt. e) O injecie pilot de combustibil n jurul p.m.i. n cantitate bine determinat. 3. Analiza Fourier a presiunii tangeniale.



Analiza presiunii tangeniale corespunztoare diagramelor indicate permite determinarea cu precizie a momentului optim de nceput al arderii pentru controlul activ al vibraiilor torsionale n timpul trecerii prin zona turaiilor interzise. Se constat n urma calculelor c valoarea optim de nceput a arderii pentru controlul vibraiilor torsionale este de +25 oRAC dup p.m.i., amplitudinea armonicii 6/I scznd de 34 ori pentru arderea prelungit n destindere fa de normal. Tabelul 4.8 prezint diferenele ntre tarajele standard ale motorului i cele noi pentru optimizarea comportamentului dinamic tranzitoriu la trecerea prin zona de turaii interzise.

Tabelul 4.8. Comparaie ntre tarajele standard i cele pentru optimizarea comportamentului dinamic

Turaia Combustia ncepe: p.m.i. Combustia ncepe: +25 dup p.m.i.

[rot/min] Armonica 6/I Amplit. [N/mm2]

Armonica 6/I

Amplit. [N/mm2]

44 fig. 11 0.122 fig. 11 0.0403

48 fig. 12 0.129 fig. 12 0.0354

53 fig. 13 0.139 fig. 13 0.0303

Aceste rezultate au nu numai avantajul unei amplitudini a excitaiei mult sczute, dar i un management al injeciei mult simplificat, datorit faptului c avansul la injecie al combustibiluilui n ntreaga gama de turaii interzise poate fi meninut constant n ciuda variaiei sarcinii i turaiei motorului.

4. Analiza fazei vectorilor. Faza vectorilor armonicii 6/I n funcie de poziia unghiular pe ciclu a nceputului arderii este ilustrat n figura 4.1.

Fig. 4.1. Faza armonicii 6/I a presiuni tangeniale funcie de momentul pe ciclu al nceperii arderii.

Acest faz variaz ntre 10 i 30 grade, singura care este n afara intervalului, cu o valoare de +20 grade, fiind cea corespunztoare valorii de nceput al arderii la +30 oRAC dup p.m.i. Aceste valori confirm din nou ipoteza c pentru un avans diferit la injecie n fiecare cilindru, faza vectorilor armonicii considerate nu se modific suficient pentru a duce la o micorare major a gradului de excitaie la rezonan pentru aplicaia considerat.



4.2.1.4 Calculul tensiuniilor suplimentare de torsiune din linia de arbori

Pentru compararea tensiunilor maxime ce apar la trecera prin zona de turaii interzise, este necesar, la calcularea tensiunilor, considerarea spectrului armonic al presiunii tangeniale (24 de armonici) pentru modul I i II de vibraii n varianta de funcionare a motorului cu avans standard la injecie (figura 6.7). A doua variant este cu nou lege de injecie, respectiv noua curba de presiune n cilindru i presiunea tangenial ce deriv din aceasta. Momentul optim de ncepere al arderii a fost determinat la +25 oRAC dup p.m.i., iar presiunea medie efectiv este cea necesar pentru funcionarea motorului pe curba de elice. Valoarea tensiunilor din linia de arbori (arborele intermediar), era periculoas n zona turaiilor interzise, n jurul turaiei critice 6/I. Tabelul urmtor ilustreaz sintetic rezultatele obinute pentru punctul cel mai critic de funcionare al instalaiei la rezonana cu armonica 6/I.

Tabelul 4.9 Scderea tensiunilor torsionale n linia de arbori pentru noile taraje ale motorului Tarajele standard ale motorului

combustia ncepe: p.m.i.

Noile taraje ale motorului combustia ncepe: +25 grd. dupa PMI

Tensiunea torsional n arborele cotit al motorului ~ 30 N/mm2 Scade la ~ 10 N/mm

2

Tensiunea torsional n arborele intermediar ~ 125 N/mm2 Scade la ~ 35 N/mm

2

Aceste valori ale tensiunilor adiionale de torsiune sunt mult sub limitele prescrise de societatile de clasificare naval i n acest caz instalaia va funciona fr restricii de turaii.

4.2.1.5 Utilizarea injeciei de combustibil secveniale n ameliorarea comportamentului dinamic. Injecia pilot i arderea n destindere

Un dezavantaj al soluiei din paragaful anterior, din punct de vedere termodinamic, este temperatura scazut din cilindru n momentul teoretic de ncepere al arderii: +25 oRAC dup p.m.i. Rezolvarea acestei probleme implic dou aspecte contradictorii:

- necesitatea obinerii temperaturii pentru a asigura autoaprinderea combustibilului;

- necesitatea meninerii curbei de presiune din cilindru ct mai aproape de cea optim determinat.

Curba de presiune i analiza Fourier a presiunii tangeniale sunt prezentate n figurile 4.2 i 4.3. Dup cum se poate vedea din figura 4.3, amplitudinea armonicii a 6-a a presiunii tangeniale pentru modul I de vibraie ramne

Fig. 4.2. Curba de presiune n cazul unei injecii pilot.



nc la un nivel sczut de 0.044 N/mm2 , pentru 20% sarcin, spre deosebire de condiiile de injecie standard, n care amplitudinea este de 0.129 N/mm2 pentru o sarcin de numai 8.5%. Studiul ntreprins a demonstrat prin calcule laborioase, c noua metod de control activ a vibraiilor torsionale are un potenial important n reducerea amplitudinii tensiuniilor n liniile de arbori navali antrenai de motoare lente n 2 timpi, prin injecie secvenial de combustibil i ardere n destindere. Acestea pot aduce, pentru o lege de injecie precis definit, o trecere lin prin rezonane deosebit de active cu tensiuni pn la de 3 ori mai reduse, dar cu un management mai complicat al injeciei de combustibil.

4.2.2 Reducerea nivelului vibratoriu torsional al liniilor de arbori ale motoarelor navale prin calajul optim al propulsorului fa de motor

Una dintre cele mai importante cauze ale producerii fenomenelor vibratorii la bordul navelor o constituie, elicea naval. n cazul unei nave cu o singur linie de arbori acionai direct de un motor Diesel este foarte important, nainte de a lua o decizie in ceea ce privete caracteristicile elicei, s cunoatem frecvenele proprii ale liniei de arbori acionai de motorul naval, ceea ce s-a ntreprins iniial pentru toate motoarele avute sub observaie.

4.2.2.1 Calculul analitic al unghiului optim de calare al elicei pe baza interpretrii vectoriale a momentelor torsionale ale motorului i propulsorului

Vom considera componenta armonic de ordinul k a momentului motor ce acioneaz asupra ntregului sistem oscilant, datorit mrimii egale dintre momentul motor i cel de ruliu, cu interpretarea vectorial dat n figura 4.4: proiecia unui vector de modul kM pe axa Oz, rotaia fcndu-se cu viteza unghiular k , de k ori mai mare dect a arborelui cotit i n sens invers acestuia; cnd manivela trece prin p.m.i., vectorul face unghiul k cu axa Oy, msurat n sensul rotaiei sale. n mod asemntor, interpretarea vectorial a componentei armonice de ordinul k a momentului torsional al elicei, cu raportarea la perioada de rotaie a elicei:

( )kkk epee

kzsinMM += (4.1)

cu pz numrul de pale al elicei, va fi urmtoarea: proiecia unui vector rotitor cu viteza kz p pe axa Oz, dar n sens opus vectorului ce interpreteaz componenta momentului motor, de unde i

Fig. 4.3 Analiza Fourier a presiunii tangeniale, pentru injecie pilot la 0oRAC p.m.i. i nceput al arderii

principale la +25oRAC dup p.m.i.



ideea posibilitii inducerii unor vibraii torsionale n opoziie de faz cu cele excitate de motor (figura 4.5). Din cele prezentate anterior ne este sugerat i ideea posibilitii reducerii nivelului vibratoriu torsional al liniei de arbori prin calarea optim a elicei fa de prima manivel a arborelui cotit, aflat la aprindere; vom nota cu 0 unghiul de calaj menionat, conform fig. 4.6. n aceste condiii, momentul excitator de ordinul armonic k al elicei devine:

( )[ ]kkk e0pee

kzsinMM += (4.2)

Fig. 4.6 Schema calajului dintre propulsor i arborele cotit al motorului de antrenare.

Considernd deci discul elicei ca vibrnd n antifaz cu discul asimilat mecanismelor motoare reduse avnd momentul de inerie mecanic obinut prin nsumarea momentelor elementelor componente, vom putea face compensarea celor dou categorii de excitaii torsionale, prin egalarea expresiilor corespunztoare; vom pune condiia ca aceast egalitate s fie ndeplinit pentru orice poziie unghiular i prin dezvoltarea relaiilor respective i identificarea termenilor n ksin i kcos , obinem setul de relaii:

Fig. 4.4 Interpretarea vectorial a momentului motor.

Fig. 4.5 Interpretarea vectorial a momentului elicei.



( )( )

=+=+

kke0pe

kke0pe

sinMkzsinM

cosMkzcosM

kk

kk (4.3)

de unde, se obine relaia analitic pentru calculul unghiului optim de calare al elicei n raport cu arborele cotit

kz pke

0k

= (4.4)

4.2.2.2 Calculul unghiului optim de calare al elicei prin metoda matricelor de transfer

Urmnd metodologia prezentat n paragraful anterior, s-au determinat amplitudinile vibraiei extremitii prova a arborelui cotit n funcie de unghiul de calare al elicei. Pentru calcul prin MMT s-au luat excitaiile elicei, pentru care prile reale i imaginare capt expresiile:

.

)+z(-cos|M|- = M )+z(-sin|M| = M

e0peeIm

e0peeRe

kkk

kkk (4.5)

ce vor fi introduse n matricea punct aferent ultimului disc al sistemului oscilant. Pe baza calculelor prin MMT, fcnd compunerea prilor reale i imaginare ale amplitudinii extremitii prova a motorului, s-au determinat valorile extreme ale amplitudinii pentru diverse unghiuri de calare ale elicei. Rezultatul n urma calculelor este n concordan cu interpretarea fizic, aceea de cretere a momentului rezistent al elicei ori de cte ori vrful palei se apropie de corp, prin modificarea forelor ce acioneaz asupra acesteia. Alt observaie care se impune este aceea c, exceptnd componentele armonice de ordin major (k=6, 12,...), capacitatea de a excita vibraii torsionale este extrem de sczut. Aa cum a rezultat din studiul prezentat, exist totdeauna un unghi de calare optim ntre motor i propulsor, astfel nct se poate realiza reducerea amplitudinii vibraiilor torsionale ale liniei de arbori. O influen i mai mare poate fi semnalat asupra micrii elicei, ultima mas a sistemului torsional, prezentat n figura 4.7. Amplitudinea variaiilor deplasrii unghiulare a elicei sunt mici, datorit valorii foarte mari a coeficientului de amortizare al elicei.

Fig.4.7 Variaia amplitudinii vibraiei torsio-nale a ultimului

disc al sistemului oscilant al motorului naval Sulzer 6RND90.



n final, s-a studiat i influena calrii optime a elicei asupra ncrcrii arborelui portelice. Momentul aplicat de motor arborelui portelice nregistreaz variaii destul de mari, cauzate de decajul funcional existent ntre cilindrii motorului.



4.3 Comportamentul dinamic n regim tranzitoriu al instalaiilor cu motoare navale de propulsie

Instalaiile de propulsie naval i grupurile generatoare de energie electric de bord sunt sisteme ce funcioneaz din punct de vedere dinamic n dou moduri fundamentale:

- n condiii cvasiconstante, ntr-un punct definit printr-o presiune medie efectiv i turaie. - n condiii nestaionare (tranzitorii), cu perturbaii mari datorit schimbrii punctului de

funcionare n domeniul operaional al instalaiei. Pentru aceste dou moduri de funcionare, comportamentul dinamic al instalaiilor trebuie s corespund unor norme (standarde) i specificaii ale productorului instalaiei, armatorului i utilizatorului.

4.3.1 Configuraii moderne ale instalaiilor de propulsie naval

Configuraia sistemelor de propulsie naval joac un rol important n comportamentul dinamic al acestora. Configuraiile ntlnite pot fi:

- motoare n aranjament father and son ce antreneaz elice i generatoare electrice; - motoare n aranjament father and son ce antreneaz numai elice; - motor father ce antreneaz elice i generator; - motor father ce antreneaz numai elice; - motor father ce antreneaz numai generator; - motor son ce antreneaz elice i generator; - motor son ce antreneaz numai elice; - motor son ce antreneaz numai generator.

Dac necesitile de electricitate la bord sunt mari, acelai motor poate fi folosit att pentru propulsie ct i pentru sarcini auxiliare, avnd avantajul unei ntreineri uoare i a folosirii combustibililor grei(figura 4.8,c). Alte avantaje ar fi:

- flexibilitate mare a instalaiei n configuraie cu mai multe motoare; - caracteristici bune de accelerare n sarcin sau stabilitate ridicat; - posibilitatea unei prize de putere la captul liber al arborelui cotit sau la reductor (figura

4.8,d); - montarea motoarelor pe reazeme elastice la propulsie i montarea pe rama comun

sprijinit elastic a motoarelor i generatoarelor la grupuri electrogene i propulsie electric (figura 4.8,a);

- creterea duratei de via n instalaiile. n funcie de configuraia instalaiei i tipul de regulator de turaie pot apare urmtoarele influene asupra comportamentului dinamic al instalaiilor de propulsie naval:

- Influena variaiei momentului motor instantaneu. Pentru noile generaii de motoare cu puteri ridicate pe cilindru, pentru acelai numr de cilindri i meninerea la aceeai valoare a momentului de inerie total al volanilor din instalaie, amplitudinea variaiilor periodice ale turaiei crete.

- Influena decalajului unghiular ntre dou aprinderi consecutive. Aceast perioad este invers proporional cu turaia motorului i numrul de cilindri. Ea creeaz o diferen de faz ntre poziia cremalierei pompei de injecie i variaia turaiei motorului.

- Influena complexitii instalaiei.



Creterea complexitii instalaiilor navale de propulsie apare atunci cnd componente suplimentare, de exemplu generatoarele, sunt conectate la sistemul oscilant motor-elice prin cuplaje elastice, figura 4.9.

Fig. 4.8 Configuraii moderne ale sistemelor de propulsie naval.



Fig. 4.9 Instalaie complex de propulsie naval.

4.3.2 Modelarea sistemelor oscilante ramificate

Se consider instalaia de propulsie din figura 4.8, format din sistemul: motor-arbore intermediar-reductor-cuplaj elastic-arbore portelice-elice, cu o ramur spre generator. Modelarea ei n discuri (volani) echivaleni pentru analiza vibraiilor torsionale este propus n figura 4.10.

Fig. 4.10 Echivalarea detaliat a unui sistem oscilant complex.

Cuplajele elastice se aleg cu respectarea criteriilor de vibraii torsionale i voltaj la bornele generatorului pentru condiii de functionare steady-state. Pentru scderea consumului specific i a costurilor de operare, turaia nominal i numrul de cilindri ai motorului au sczut continuu, rezultnd creterea puterii pe cilindru. Pentru creterea stabilitii, se poate folosi un regulator de turaia cu timp mai lung de rspuns, ceea ce ar duce ns la scderea turaiei n prima faz inacceptabil de mult i la nendeplinirea cerinelor de meninere a frecvenei curentului. O soluie posibil pentru rezolvarea acestei probleme este aceea de a msura turaia i la arborele generatorului, pentru a furniza regulatorului electronic de turaie un semnal combinat funcie de turaia motorului i a generatorului: generator2motor1corectat nnn += .



Figurile 4.11 i 4.12 ilustreaz (prin simulare i msurtori) variaia frecvenei curentului generat i a poziiei cremalierei n funcie de timp la reducerea rapid a pasului elicei pentru motorul lent menionat mai sus.

Fig. 4.11 Comparaie simulare-msurtori a comportamentului dinamic al sistemului din figura 4.10 n timpul reducerii pasului elicei.

Fig. 4.12 Controlul frecvenei generatorului prin montarea unui senzor de turaie la axul generatorului, cu modificare mai lin a pasului elicei.

Se poate ntmpla, ca regulatorul de turaie prin sensibilitatea s nu amortizeze vibraiile torsionale prin armonicile de ordinul 1 i 4 sesizate la volantul motorului, transmindu-le mai departe la cremaliera pompei de injecie. Printr-un control al turaiei cu sensibilitate mai scazut, vibraiile torsionale sunt filtrate i influena lor tinde s dispara (figura 4.13).

Fig. 4.13 Atenuarea vibraiei cremalierei pompei de injecie.



Acelai taraj al sistemului de control al turaiei se poate dovedi neadecvat la turaii mai sczute (40 rot/min). Influena perioadei de variaie a momentului motor este vizibila n figura 4.14.

Fig. 4.14 Creterea nivelului vibratoriu al cremalierei pompei de injecie la scderea turaiei motorului (20 rot/min), pentru aceleai taraje ale regulatorului.

Pompa de injecie acioneaz, n acest caz, aproape n opoziie de faz cu motorul, crescnd debitul de combustibil la creterea turaiei, ceea ce duce la instabilitate n funcionare. O soluie posibil ar fi un sistem de control al turaiei cu sensibilitate reglabil pe intervale de funcionare, ceea ce ar duce la filtrarea vibraiilor torsionale i dispariia influenei perioadei momentului instantaneu.

4.3.3 Criterii de analiz a grupurilor de propulsie i electrogene cu motoare diesel ce funcioneaz n regimuri tranzitorii

n stadiul de proiectare al unei instalaii de propulsie sau generare a curentului electric este necesar, cteodat, simularea comportamentului dinamic al grupului la ncarcarea motorului ntr-o secven dat. Principalele deziderate sunt:

- rspunsul motorului diesel la aplicarea sau reducerea brusc a sarcinii la turaie variabil sau la turaie constant;

- care este regulatorul de turaie optim i tararea acestuia pentru a satisface cerinele de abatere de la turaia nominal i a timpului de revenire la aceasta;

- care este influena grupului de supraalimentare (dotat eventual cu waste gate) asupra dinamicii grupului electrogen.

Urmtoarele componente ale instalaiei (figura 4.15) au o influen major asupra rspunsului instalaiei:

- motorul i caracteristicile sale energetice; - ineria motorului i componentelor sistemului ramificat; - grupurile de supraalimentare; - regulatorul de turaie, servomotorul i cremaliera pompei de injecie.

Caracteristicile dinamice ale unui grup electrogen echipat cu diferite tipuri de regulatoare de turaie sunt exemplificate n figura 4.15. Simularea consider un motor n 4 timpi, tip Sulzer 16ZV40 ce este ncarcat ntr-o secven ascendent n trei pai de la 50100% sarcin n 12 secunde. Regulatorul trebuie s sigure o abatere de max. 4% a turaiei n timpul ncrcrii i de 0.5% dup stabilizare (12 secunde).



Fig. 4.15 Schema bloc a sistemului de control al turaiei motorului.

Regulatorul mecanic nu asigur aceste deziderate, dar cele dou variante de regulatoare electronice (analogice) dau un rspuns superior (figura 4.16). Aceste regulatoare electronice pot filtra variaia turaiei motorului datorit vibraiilor torsionale prin modificarea componentelor de tip proporional, integral i diferenial.

Fig. 4.16 Caracteristicile dinamice ale unui grup electrogen echipat cu diferite regulatoare de turaie.

Influena grupului de supraalimentare este vizibil la saltul al doilea (timp=5 sec), cnd caracteristicile dinamice ale motorului sunt afectate suplimentar prin limitarea presiunii de supraalimentare.



n figura 4.17 este exemplificat ncrcarea unui motor cu 400 mm alezaj cu 11520 kW, la 514 rot/min. A fost necesar determinara timpului minim de rspuns, astfel nct variaia turaiei s nu depeasc 2% din turaia nominal. Motorul a fost echipat cu waste gate i regulator de turaie cu dou caracteristici dinamice pentru ncadrarea n performane. Un program de 4 trepte de ncrcare de 43%, 60%, 70% i 90% sarcin a fost aplicat. Aceasta a permis ncrcarea motorului de la 090% sarcin n 12 secunde cu meninerea turaiei n limitele impuse.

Fig. 4.17 Programul de ncrcare a unui grup generator.



De reinut!

Metode de control activ al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori ale motoarelor navale;

Reducerea nivelului vibratoriu torsional al liniilor de arbori ale motoarelor navale prin calajul optim al propulsorului fa de motor.

Test de autoevaluare 2.1 -

Lucrare de verificare la Unitatea de nvare nr. 4

S se precizeze metodele de control activ al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori ai motoarelor navale.

Rspunsuri i comentarii la ntrebrile din testele de autoevaluare -

Recapitulare

Metodele de control activ al vibraiilor torsionale ale liniilor de arbori ai motoarelor navale sunt: Modificarea fazei armonicii excitatoare prin considerarea unor

presiunii medii indicate diferite n cilindrii motorului;



Reducerea amplitudinii armonicii ce excit la rezonan prin ncrcarea diferit a cilindrilor motorului;

Reducerea amplitudinii armonicii excitatoare prin varierea momentului injeciei i a fazelor arderii pe ciclu

Concluzii

Chiar i n condiii de exploatare este posibil controlul nivelului vibratoriu torsional al liniilor de arbori ai motoarelor navale.

Bibliografie

1.Broch, J.T. Mechanical Vibration and Shock Measurement, K. Larsen & Son, Glodstrup, Denmark, 1984. 2.Buzbuchi, N., Dragalina, Al., Manea, L., Moroianu, C., Dinescu, C. Motoare navale. Procese i caracteristici, Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1997. 3.Buzbuchi, N. Torsional Vibration of Marine Diesel Engines Shafting Systems. Software Reference Manual, National Technical University of Athens Publishing House, Greece, 1995. 4.Buzbuchi, N., Oan, E. Matrix Methods in Studying the Torsional Vibration of the Marine Engines Shafting Systems. Software Reference Manual, National Technical University of Athens Publishing House, Greece, 1996. 5.Buzbuchi, N., Taraza D., Lyridis, D. Improvement of Marine Diesel Engine Dynamic Behaviour on Design and Operating Stage, Institute of Marine Engineering Trans., London, 1995. 6.Buzbuchi, N., Oan, E., oloiu, V.A. Studiu numeric i experimental privind reducerea nivelului de vibraii transmis structurilor de la bord de ctre motorul naval, Buletinul Tehnic al Registrului Naval Romn, nr. 1, Bucureti, 1997. 7.Buzbuchi, N. Posibiliti de reducere a nivelului vibratoriu torsional al liniilor de arbori antrenate de motoarele navale prin calajul optim al elicei fa de arborele cotit, Buletinul Tehnic al Registrului Naval Romn, nr 1-2, Bucureti, 1996. 8.Buzbuchi, N., Oan, E., oloiu V.A. Dynamic Behaviour of the High Power Engine Shafing by Means of MTM, the 8-th Conference with international participation VEHICLE AND ENVIRONEMENT CONAT-96,



10 pag., Braov, 1996. 9.Buzbuchi, N., Dinescu, C. Reduction of the Torsional Vibration Level of the Marine Diesel EngineShafting by Theoretical and Experimental Methods, Bulletin of the Eighth International Congress of IMAM, Istanbul Technical University, Maritime Faculty, 11997. 10.Buzbuchi, N. Echipamente i tehnici de msurare a vibraiilor, Referat de doctorat nr. 2, Universitatea Politehnica Bucureti, 1993. 11.Buzdugan, Gh., Mihlescu, E., Rade, M. Vibration Measurement, Martinus Nijhoff Publishers, Dordrecht, the Neenderlands & Editura Academiei, Bucharest, 1986. 12.Buzdugan, Gh., Mihilescu, E., Rade, M. Msurarea vibraiilor, Editura Academiei Romne, Bucureti, 1979. 13.Buzdugan, Gh.: Izolarea antivibratorie a mainilor", Editura Academiei Romne, Bucureti, 1980. 14.Buzdugan, Gh. Izolarea antivibratorie, Editura Academiei Romne, Bucureti, 1993. 15.Gafieanu, M., Creu, S., Drgan, B. Diagnosticarea vibroacustic a mainilor i utilajelor, Editura Tehnic, Bucureti, 1989. 16.Glazer, R. RTA62U Dynamic Characteristics, New Sulzer Diesel, Winterthur, Switzerland, 1994 17.Jenzer, J. Some vibration aspects of modern ship installations, New Sulzer Diesel, Winterthur, Switzerland, 1996 18.Jenzer, J., Frossard de Saugny, H. On the Dynamics of Diesel Power Plant, New Sulzer Diesel, Winterthur, Switzerland, 1991. 19.Ker Wilson, W. Practical Solution of Torsional Vibration Problems, vol. 2, Chapman & Hall, 1963. 20.Pan, T. Absorbitori dinamici de vibraii, Editura Tehnic, Bucureti, 1984. 21.Pruiu, A., Buzbuchi, N. Influena calrii elicei asupra echilibrajului motoarelor navale de propulsie, Volumul "Calculul i construcia motoarelor", a V-a Consftuire naional: "Creativitate n construcia automobilelor", Piteti, 1993. 22.Rade, M. Diagnosis of an Auxiliary Diesel Engine Vibration Problem with Signature Analysis, "Machine vibration", Springer-Verlag London Limited, 1992. 23.Taraza, D. Dinamica motoarelor cu ardere intern, Editura Didactic i Pedagogic, Bucureti, 1985. 24.Taraza, D., Buzbuchi, N. Optimum Phasing of Engine and Propeller in Marine Propulsion System with Direct-Coupled Two-Stroke Engines, International Off-Highway & Powerplant Congress & Exposition, Milwaukee, Wisconsin, 1994. 25.Taraza, D. Possibilities to Reconstruct Indicator Diagrams by Analyis of Angular Motion of the Crankshaft, International Off-Highway & Powerplant



Congress & Exposition, Milwaukee, Wisconsin, 1993. 26.Taraza, D. Estimation of the Mean Indicated Pressure from Measurement of the Crankshafts Angular Speed Variation, International Off-Highway & Powerplant Congress & Exposition, Milwaukee, Wisconsin, 1993. 27.oloiu, V.A., Jenzer, J. Active Torsional Vibration Control for Large Two Stroke Marine Diesel Engines, SAE paper 981041, SAE International Congress Detroit, USA, 1998. 28.oloiu,V.A. Noi concepte n controlul activ al vibraiilor torsionale la motoarele mari n 2 timpi, a XXVII-a Conferin tiinific , Academia Tehnic Militar, Bucureti, 1997. 29.oloiu, V.A. Active Torsional Vibration Control for Large Two Stroke Marine Diesel Engines by m.i.p. and Combustion Timing Variation, Technical Report, Wrtsil New Sulzer Diesel, Winterthur, Switzerland, 1996. 30.oloiu, V.A., Buzbuchi, N. Study on Torsional Vibration Control for Two Stroke Marine Diesel Engines by Excitation Reduction through Phase Shift and Different M.I.P. in the Engine Cylinders, Buletinul Tehnic al Registrului Naval Romn, vol.3-4, 1998. 31.oloiu, V.A., Buzbuchi, N. Novel Concepts in Torsional Vibration Control for Two Stroke Marine Diesel Engines, Revista Construcia de Maini, nr.11, 1998. 32.*** Reccomandations en vue de limiter les effets des vibrations bord des navires, Bureau Veritas, N.I., Juin, 1979. 33.*** Engine Selection and Project Manual RTA Engines, New Sulzer Diesel, Winterthur, Switzerland, 1994. 34.*** Service Instructions for Sulzer Diesel Engines, type RND 90, Sulzer Brother Ltd., Winterthur, Switzerland, 1986. 35.*** Reguli pentru clasificarea i construcia navelor maritime", Registrul Naval Romn, Bucureti, 1990. 36.*** Rules for the Constructions and Classification of Steel Ships, Lloyd's Register of Shipping, London, 1968. 37.*** Rules for the Constructions and Clasification of Steel Ships", Det Norske Veritas, Oslo, 1980. 38.*** Master Catalogue-Electronic Instruments, Brel & Kjaer, Larsen & Son, Glodstrup, Denmark, 1989.

Date post:	03-Nov-2015
Category:	Documents
Upload:	marimona
View:	264 times
Download:	2 times

Unitatea Invatare 4 VN

Documents