01strona tytułowa zn 2 - amw1.iq.pl · stanowisko do badania wytrzyma łości zmęczeniowej...

A K A D E M I A M A R Y N A R K I W O J E N N E J i m . B o h a t e r ó w W e s t e r p l a t t e

ISSN 0860-889X

KWARTALNIK

ROK LIII Nr 2 (189) GDYNIA 2012

R A D A N A U K O W A

prof. Leif Bjørnø (Dania); dr hab. inż. Krzysztof Czaplewski, prof. AMW; prof. dr hab. inż. Stanisław Dobrociński; prof. dr hab. inż. Antoni Drapella; prof. dr kpt. ż.w. Daniel Duda;

kontradm. dr inż. Czesław Dyrcz; prof. dr hab. inż. Andrzej Felski; prof. dr hab. inż. Krzysztof Ficoń; dr hab. inż. Jerzy Garus, prof. AMW; prof. dr hab. inż. Franciszek Grabski; dr hab. inż. Grażyna Grelowska, prof. AMW;

dr hab. inż. Andrzej Grządziela, prof. AMW; dr hab. inż. Wojciech Jędruch, prof. AMW; prof. dr hab. inż. Zygmunt Kitowski; dr hab. inż. Ryszard Kłos, prof. AMW;

prof. dr hab. inż. Eugeniusz Kozaczka; prof. dr Gvidonas Labeckas (Litwa); dr hab. inż. Artur Makar, prof. AMW; prof. dr hab. inż. Witold Malina; prof. dr hab. inż. Leszek Piaseczny; prof. dr hab. inż. Cezary Specht;

prof. dr hab. inż. Zbigniew Wiśniewski; dr hab. inż. Bogdan Żak, prof. AMW

K O M I T E T R E D A K C Y J N Y

Redaktor naczelny kontradm. dr inż. Czesław Dyrcz

Redaktorzy tematyczni: prof. dr hab. inż. Stanisław Dobrociński (mechanika techniczna)

prof. dr hab. inż. Antoni Drapella (informatyka) prof. dr hab. inż. Andrzej Felski (nawigacja)

dr hab. inż. Jerzy Garus, prof. AMW (automatyka i robotyka, mechatronika) prof. dr hab. Franciszek Grabski (matematyka)

dr hab. inż. Grażyna Grelowska, prof. AMW (hydroakustyka) dr hab. inż. Andrzej Grządziela, prof. AMW (budowa i eksploatacja maszyn)

dr hab. inż. Artur Makar, prof. AMW (hydrografia) Redaktor statystyczny

dr inż. Agata Załęska-Fornal Redaktor językowy/sekretarz

mgr Beata Różańska Członek KR z głosem doradczym

dr Lesław Mroziński

Wszys tk ie a r tyku ły zosta ły z recenzowane

Pierwotną (referencyjną) wersją czasopisma jest wersja on-line

Zeszyty Naukowe AMW są indeksowane w BazTech: http://baztech.icm.edu.pl

Artykuły Zeszytów Naukowych AMW są dostępne w wersji elektronicznej na stronie: http://www.amw.gdynia.pl (zakładka: Nauka Zeszyty Naukowe AMW)

Redakcja Zeszytów Naukowych Akademii Marynarki Wojennej 81-103 Gdynia, ul. J. Śmidowicza 69

tel. 058 626 29 72 e-mail: [email protected]

Druk i oprawa Wydawnictwo Akademickie AMW

3

S P I S T R EŚC I

Andrzej Adamkiewicz, Arkadiusz Burnos

Kluczowe wskaźniki efektywności w utrzymaniu silników spalinowych w układach energetycznych jednostek pływających ................................................... 5

Adam Cichocki

Analiza możliwości użycia lekkich torped ZOP na poligonach morskich MW RP .............................................................................. 17

Leszek Flis, Marek Sperski

Ocena wpływu kształtu wierzchołka pocisku na proces przebijania pancerzy stalowych................................................................................. 29

Grzegorz Garbacz, Lesław Kyzioł

Stanowisko do badania wytrzymałości zmęczeniowej materiałów konstrukcyjnych w warunkach działania cieczy korodującej dla złożonego stanu naprężeń ............... 45

Antoni Iskra, Jarosław Kałużny, Maciej Babiak, Konrad Marszałkowski

Innowacyjna konstrukcja utleniającego reaktora katalitycznego uwzględniająca udział węglowodorów w spalinach.................................................. 55

Wojciech Jurczak, Krzysztof Dudzik

Odporność korozyjno-naprężeniowa i zmęczeniowo-korozyjna okrętowych stopów aluminium i ich spawalność ...................................................... 63

Mirosław Karczewski, Leszek Szczęch

Metodyka wyznaczania trójskładnikowej mieszaniny optymalnej do zasilania silnika z układem Common Rail ........................................ 77

Waldemar Mironiuk

Computer visualisation of flooding damaged compartments in vessel type 888 ..........93

Spis treści

4

Bogdan Pojawa, Kamil Borsuk

Wyznaczenie charakterystyki współpracy okrętowego turbinowego silnika spalinowego z odbiornikiem energii z wykorzystaniem techniki planowania eksperymentu ......................................................................... 103

Grzegorz Rutkowski

Wykorzystanie przestrzennego modelu domeny do oceny bezpieczeństwa nawigacyjnego kontenerowców oceanicznych klasy PS, takich jak „Emma Maersk”, podczas manewrów podchodzenia do terminalu DTC Gdańsk Port Północny............................................................... 123

ZESZYTY NAUKOWE AKADEMII MARYNARKI WOJENNEJ ROK LIII NR 2 (189) 2012

5

A n d r z e j A d a m k i e w i c z A r k a d i u s z B u r n o s A k a d e m i a M o r s k a w S z c z e c i n i e

K L U C Z O W E W S K AŹN I K I E F E K T Y W N OŚC I W U T R Z Y M A N I U S I L N I K Ó W S P A L I N O W Y C H

W U KŁA D A C H E N E R G E T Y C Z N Y C H J E D N O S T E K PŁY W A JĄC Y C H

STRESZCZENIE

Kluczowe wskaźniki efektywności (Key Performance Indicators — KPI) to jedno z pod-stawowych narzędzi sterowania eksploatacją obiektów technicznych. Ich właściwe wdrożenie i stosowanie pozwala na doskonalenie oraz kontrolę zarówno procesów utrzymywania, jak i użyt-kowania układów energetycznych. W artykule przedstawiono aspekty wykorzystania kluczowych wskaźników efektywności utrzymania w procesach sterowania eksploatacją układów energetycz-nych na jednostkach pływających. Wskazano istotne mierzalne wartości techniczne, organizacyjne i ekonomiczne systemów eksploatacji, które mogą determinować decyzje związane z utrzymywa-niem obiektów technicznych w stanie zdatności według zamierzonych kryteriów. Dokonano prze-glądu metod doboru wskaźników i podjęto próbę interpretacji ich przykładowych wartości. Odniesiono się do wykorzystania wskaźników w komputerowych systemach zarządzania utrzy-maniem ruchu (Computerized Maintenance Management System — CMMS) i wykorzystania tych systemów w procesach sterowania utrzymaniem układów energetycznych.

Słowa kluczowe: wskaźniki efektywności, KPI, układ energetyczny, jednostka pływająca, turbinowy silnik spalinowy.

WSTĘP

Eksploatacja układów energetycznych jednostek pływających jest współcześnie procesem coraz dokładniej dozorowanym. Pozwalają na to systemy nadzoru, pomia-rowe, rejestracji i archiwizowania danych, szybsze i zminiaturyzowane komputery oraz uniwersalne i otwarte oprogramowanie. Zgromadzone dane stają się cennym


6 Zeszyty Naukowe AMW

zasobem informacji, a ich identyfikacja i analiza pozwala na racjonalizację sterowa-nia procesem eksploatacji [2].

Na podstawie wykonywanych pomiarów właściwości eksploatacyjnych ma-szyn i urządzeń zainstalowanych na jednostkach pływających wyznacza się istotne grupy informacji. Ich przedstawienia dokonuje się z użyciem kluczowych wskaźni-ków efektywności (Key Performance Indicators — KPI), które są jednym z podsta-wowych narzędzi sterowania eksploatacją obiektów technicznych [7].

Efektywność może być rozumiana w różny sposób, w zależności od dzie-dziny i warunków, w których jest szacowana. W systemach eksploatacji jest to wła-ściwość spełniania wymagań w kontekstach: niezawodnościowym, ekonomicznym, jakościowym, wydajnościowym i ekologicznym [5]. Istotą oceny efektywności jest określenie prawdopodobieństwa zachowania przez system nominalnych osiągów w trakcie użytkowania [6]. Efektywność określa się zatem w kategoriach rezultatów osiągniętych lub oczekiwanych [8].

Utrzymanie układów energetycznych na jednostkach pływających odnosi się do wielokierunkowej działalności mającej na celu zachowanie zdatności funkcjonal-nej maszyn, urządzeń i instalacji. Utrzymanie jest pojęciem coraz częściej spotyka-nym w literaturze technicznej związanej z teorią i praktyką eksploatacji [1, 2, 3, 5, 6, 7, 8, 9, 10]. Niekiedy są stosowane również takie pojęcia, jak utrzymanie ruchu lub utrzymanie w ruchu. Wszystkie te zagadnienia odnoszą się przede wszystkim do zachowania obiektów technicznych w stanie zdatności i gotowości do użytkowania na oczekiwanym poziomie i w odpowiednim czasie.

Na utrzymanie obiektów składają się czynności zarówno bezpośrednio związane z obiektem technicznym, jak i wspierające, zazwyczaj związane z przed-miotem eksploatacji pośrednio poprzez dział zarządzania, informacji, logistyki itp. Na utrzymanie składają się następujące działania [1, 3, 8]:

— obsługa techniczna (naprawy, remonty, regulacje itp.); — obsługa logistyczna, tj. logistyka części zamiennych i środków eksploatacyjnych; — akwizycja informacji o utrzymywanych obiektach; — zarządzanie wiedzą i personelem technicznym; — tworzenie i wdrażanie okresowych procedur obsługowych; — diagnostyka na potrzeby obsługiwania.

CEL STOSOWANIA KLUCZOWYCH WSKAŹNIKÓW EFEKTYWNOŚCI

Efektywność utrzymywania układów energetycznych jednostek pływających jest istotnym zagadnieniem z punku widzenia racjonalizacji działalności człowieka

Kluczowe wskaźniki efektywności w utrzymaniu silników spalinowych…

2 (189) 2012 7

z wykorzystaniem morskich środków transportu, okrętów o charakterze militarnym oraz wszystkich innych jednostek pływających, zwłaszcza wydobywczych i produk-cyjnych platform pełnomorskich oraz jednostek FPSO (Floating Production, Storage and Offloading). Celem stosowania kluczowych wskaźników efektywności utrzy-mania jest:

— przedstawienie bieżących i historycznych wartości miar właściwości eksploata-cyjnych oraz relacji między nimi;

— umożliwienie porównania otrzymanych wartości z wartościami projektowymi oraz z wartościami uzyskanymi w wyniku obserwacji innych systemów eksploatacji;

— diagnostyka realizowanych działań utrzymania; — realizacja procesu ciągłego doskonalenia poprzez wyszukiwanie i eliminację

znacznych odchyleń od założonych wartości projektowych; — śledzenie zmian i postępu w systemie eksploatacji; — motywowanie oraz rozliczanie personelu technicznego i zarządzającego z uzy-

skanych efektów.

KLASYFIKACJA WSKAŹNIKÓW EFEKTYWNOŚCI UTRZYMANIA

Efektywność utrzymania układów energetycznych jednostek pływających najczęściej odnosi się do:

— jakości realizowanych procesów utrzymania; — jakości pracy maszyn, urządzeń i instalacji; — organizacji i wydajności pracy kadr technicznych; — kosztów i opłacalności realizowanych działań utrzymania.

Kluczowe wskaźniki efektywności utrzymania zostały ustrukturyzowane w trzy kategorie [8]:

— wskaźniki ekonomiczne; — wskaźniki techniczne; — wskaźniki organizacyjne.

W każdej z tych grup wydzielono wskaźniki na poziomie ogólnym, pośred-nim i szczegółowym [8, 10]. Korzystając z oznaczeń zastosowanych w [8, 9, 10], podział predefiniowanych w tych materiałach wskaźników przedstawiono w tabeli 1.



Tabela 1. Strukturyzacja wskaźników efektywności utrzymania maszyn [8, 9, 10]

Wskaźniki ekonomiczne

Wskaźniki techniczne

Wskaźniki organizacyjne

Poziom 1. — ogólny/armatorski (np. zbiór jednostek pływających)

E1, E2, E3, E4, E5, E6

T1, T2, T3, T4 Q1, Q2, Q3, Q4, Q5, Q6, Q7, Q8

Poziom 2. — pośredni (np. układ energetyczny jednostki pływającej)

E7, E8, E9, E10, E11, E12, E13, E14

T5, T6, T7, T8, T9, T10, T11, T12, T13, T14, T15, T16

O9, O10

Poziom 3. — szczegółowy (np. turbinowy silnik spalinowy)

E15, E16, E17, E18, E19, E20, E21, E22, E23, E24

T17, T18, T19, T20, T21

O11, O12, O13, O14, O15, O16, O17, O18, O19, O20, 021, O22, O23, O24, O25, O26

Źródło: S. Niziński, Utrzymanie pojazdów i maszyn, „Biblioteka Problemów Eksploatacji”, red. S. Niziński, R. Michalski, Olsztyn 2007; PN-EN 15341; PN-EN 13306.

W aktualnych normach [10] umieszczono wskaźniki uznane przez Komitet

Techniczny CEN/TC 319 ‘Maintenance’ za najistotniejsze. Nie oznacza to jednak, że na firmy i instytucje zajmujące się eksploatacją jednostek pływających nakładane są jakiekolwiek ograniczenia. KPI są tworzone i dobierane na podstawie indywidualnego zapotrzebowania informacyjnego w każdym systemie eksploatacji. Poniżej przedsta-wiono wybrane predefiniowane w [10] oraz [8] wskaźniki efektywności utrzymania.

Spośród wskaźników technicznych jednym z najczęściej wykorzystywanych KPI jest dostępność A określonej maszyny lub całego układu energetycznego. Wartość ta jest tożsama ze stosowaną w Polsce gotowością K. Rozróżniana jest dostępność techniczna At oraz dostępność operacyjna Ao.

[T1] At = TOT / ( TOT +TDT.M); (1)

[T2] Ao = TUT.t / t; (2) gdzie: TOT — całkowity czas pracy; TDT.M — sumaryczny czas spoczynku spowodowany działaniami utrzymania; TUT.t — czas zdatności w czasie t.

Wskaźniki T1 oraz T2 pozwalają na opisanie niezawodności poszczególnych obiektów lub całego układu energetycznego. Innym wskaźnikiem technicznym uży-wanym do opisania niezawodności jest średni czas pomiędzy uszkodzeniami MTBF (Mean Time Between Failures).


2 (189) 2012 9

[T17] MTBF = TOT / F, (3) gdzie: F — liczba awarii.

KPI, za pomocą którego opisuje się nie tylko efektywność prac utrzymania, ale również podatność obiektów na odnowę/naprawę, jest średni czas naprawy MTTR (Mean Time To Repair).

[T21] MTTR = TDT.M / F. (4)

Jednym z najczęściej stosowanych na jednostkach pływających wskaźników organizacyjnych jest stosunek zaplanowanych zadań do wszystkich dostępnych osobogodzin. [O5] OW = WO / WF, (5) gdzie: WO — suma osobogodzin działań UR zaplanowana; WF — suma osobogodzin działań UR dostępna.

Z punku widzenia ekonomicznego stosowany jest często wskaźnik opłacal-ności, mówiący o kosztach utrzymania w aspekcie ewentualnej wymiany obiektu lub układu na nowy. [E1] E1 = CM / CRe, (6) gdzie: CM — całkowity koszt utrzymania; CRe — całkowity koszt wymiany.

Stosowany też bywa wskaźnik kosztów utrzymania w relacji do parametru pracy lub wydajności (np. tona wyprodukowanego produktu naftowego w przypad-ku jednostek FPSO). [E5] CP = CM / P, (7) gdzie: P — wydajność produkcyjna.

Mierzona jest również efektywność gospodarki magazynowej. Przykładem wskaźnika w tym obszarze może być stosunek wartości całkowitych kosztów środ-ków eksploatacji/części zamiennych wykorzystywanych w działaniach utrzymania i wartości zapasów w danym przedziale czasu t.



[E12] EWT = CMaterials.t / VMaterials.t, (8) gdzie: CMaterials.t — całkowity koszt materiałów stosowanych w utrzymaniu ruchu w czasie t; VMaterials.t — średnia wartość zmagazynowanych materiałów stosowanych w utrzyma-

niu ruchu w czasie t.

METODY DOBORU WSKAŹNIKÓW EFEKTYWNOŚCI UTRZYMANIA

Dobór kluczowych wskaźników efektywności utrzymania jest najczęściej realizowany z wykorzystaniem metody eksperckiej. Polega ona na selekcji wskaźni-ków przez grupę specjalistów z zakresu eksploatacji. Metoda ta wywodzi się z prak-tyk zarządzania projektami i jest ona możliwa do wykorzystania, jeżeli spełnione są następujące warunki:

— dostępni są pracownicy, którzy znając funkcjonalność poszczególnych KPI, mogą zdecydować w plenarnej dyskusji, jakie wskaźniki w konkretnej części systemu eksploatacji będą mogły znaleźć zastosowanie;

— wśród pracowników pracujących nad doborem znajdują się osoby z różnych szczebli organizacyjnych (pracownicy techniczni, kierownicy niższego szczebla, kierownicy wyższego szczebla);

— równolegle wykorzystywane są wskaźniki efektywności w innych obszarach przedsiębiorstwa, a definicje poszczególnych składowych tych wskaźników są ujednolicone i znane grupie eksperckiej pracującej nad doborem wskaźników dla systemu eksploatacji układów energetycznych.

Metoda ekspercka znajduje szerokie zastosowanie w sterowaniu eksploata-cją jednostek pływających. Taki dobór wskaźników efektywności jest jednak mocno uzależniony od doświadczenia i wiedzy członków zespołu specjalistów. Z tego względu na potrzeby ustanawiania nowych standardów dotyczących KPI w po-szczególnych przedsiębiorstwach zatrudniani są często zewnętrzni konsultanci, któ-rych zadaniem jest wprowadzenie do prac zespołu wiedzy o tzw. najlepszej praktyce stosowanej w podobnych systemach eksploatacji.

Tam gdzie wykorzystywane są CMMS (Computerized Maintenance Mana-gement System), można skorzystać z predefiniowanych wskaźników. Do najbardziej rozbudowanych i znanych systemów tego typu należą: IBM Maximo, SAP PM, Infor EAM oraz dedykowane moduły dla Microsoft Dynamics. Na rysunku 1. przed-stawiono panel tworzenia i ilustracji kluczowych wskaźników efektywności w pro-gramie IBM Maximo wersja 7.


2 (189) 2012 11

Rys. 1. Panel tworzenia i ilustracji kluczowych wskaźników efektywności

w programie IBM Maximo wersja 7

Źródło: www.maximo.pl.

W nowoczesnych systemach CMMS znajduje się wiele opcji wyboru i mo-dyfikacji najczęściej stosowanych wskaźników. Aktualizowane dane pozwalają na zastosowanie metod analitycznych i wyznaczenie obszarów o niższej niż oczeki-wana efektywności, a co za tym idzie — skierowanie tam działań doskonalących utrzymanie.

Jeżeli na potrzeby systemu eksploatacyjnego jest tworzony nowy wskaźnik efektywności, powinno się uwzględnić następujące zasady [11]:

— celowości: nie wskaźnik jest przedmiotem analizy, lecz określony obszar syste-mu eksploatacji, który opisywany jest za pomocą wskaźnika;



— odpowiedniości: za pomocą wskaźników należy wiązać ze sobą tylko takie wiel-kości, które pozostają ze sobą w logicznym związku i pozwalają na dokonanie sensownej interpretacji;

— współmierności: zapewnienie takiego sposobu wyrażania wielkości, który od-powiada faktycznym relacjom zachodzącym między nimi.

INTERPRETACJA KLUCZOWYCH WSKAŹNIKÓW EFEKTYWNOŚCI I ICH WPŁYW NA DECYZJE EKSPLOATACYJNE

Właściwie dobrane i przedstawione KPI mogą nieść ze sobą dużą wartość informacyjną. Dzięki właściwej interpretacji można podejmować racjonalne decyzje eksploatacyjne związane między innymi z planowaniem remontów, zmianami orga-nizacyjnymi, planowaniem częstotliwości zakupów i dostaw części zamiennych itp.

Na rysunku 2. przedstawiono wartości średniego czasu między uszkodzeniami krytycznymi MTBFC dla populacji 30 turbinowych siników spalinowych uzyskane drogą symulacji losowej z rozkładu normalnego przy średniej wartości xśr = 605,9 oraz odchyleniu standardowym S = 200. Wartości początkowe zostały zaczerpnięte i zmodyfikowane na potrzeby symulacji z poradnika niezawodnościowego OREDA-97 [4]. Na rysunku zaznaczono również medianę M oraz wartości: mediana +20% — M+20% i mediana –20% — M-20%. Przyjęto, że wartość M-20% jest dla tej populacji silników minimalną wartością oczekiwaną. Wyznaczono w ten sposób przedział, który dla badanej grupy populacji uznaje się za zakres wartości normalnych. Na podstawie analizy wyników symulacji uzyskano zbiór silników turbinowych znajdują-cych się poniżej i powyżej wartości projektowych. Interpretacją tak przedstawionych danych może być stwierdzenie, że efektywność utrzymania (w ujęciu niezawodno-ściowym) turbinowych silników spalinowych o numerach 1, 2, 5, 10, 23, 24, 26 jest niezadowalająca (poniżej wartości oczekiwanych).

Analiza tylko wskaźnika MTBF nie jest jednak wystarczająca w zakresie podejmowania istotnych decyzji organizacyjnych czy eksploatacyjnych. Na rysunku 3. zestawiono otrzymane wartości MTBFC wraz z otrzymanymi drogą podobnej symu-lacji wartościami średniego czasu naprawy uszkodzeń krytycznych MTTRC oraz całkowitymi rocznymi kosztami utrzymania w odniesieniu do jednostki produkowa-nej mocy CP. Wyjściowe wartości dla symulacji MTTR zaczerpnięto, podobnie jak dla MTBF, z poradnika OREDA-97, natomiast wartości ekonomiczne z danych udo-stępnionych przez Northeast CHM Application Center Uniwersytetu Massachusetts (USA).


2 (189) 2012 13

Rys. 2. Wartości wskaźnika MTBFC dla populacji 30 turbinowych silników spalinowych

Źródło: Det Norske Veritas, Ofshore Reliability Data Handbook 3rd Edition, OREDA Parti-ciants, Hovik 1997.

Przedstawione na rysunku 3. wartości wskaźników pozwoliły na dokonanie

wstępnej oceny efektywności utrzymania. W tym przypadku szczególną uwagę zwrócono na silniki o numerach 2, 5, 10 oraz 24, których średni czas między uszko-dzeniami krytycznymi wynosi mniej niż minimalna wartość oczekiwana M-20% i jednocześnie średni czas naprawy uszkodzenia krytycznego oraz całkowity roczny koszt utrzymania są stosunkowo wysokie. Silniki te są utrzymywane w sposób znacznie mniej efektywny niż pozostałe z badanej populacji. W celu poprawy ich efektywności należałoby podjąć określone działania organizacyjne i eksploatacyjne. Przykładowymi działaniami tego typu mogłyby się stać:

— przegląd i modernizacja procedur obsługowych; — szkolenie załogi obsługującej turbiny; — wprowadzenie dodatkowych procedur z zakresu zarządzania częściami zamiennymi; — zaplanowanie remontu głównego w systemach energetycznych, gdzie te turbiny

są zainstalowane; — wprowadzenie nadzwyczajnych procedur kontrolnych (inspekcje, diagnostyka

na potrzeby utrzymywania).



Rys. 3. Wartości wskaźników MTBFC, MTTRC oraz CP

dla populacji 30 turbinowych silników spalinowych

Źródło: Det Norske Veritas, Ofshore Reliability Data Handbook…, wyd. cyt.

Wybór podejmowanych czynności doskonalenia utrzymania układów energe-tycznych zależy od elementów składowych tego układu oraz od możliwości inwesty-cyjnych przedsiębiorstwa lub instytucji odpowiadającej za eksploatację. Racjonalizacja działań utrzymania prowadzona jest zazwyczaj w oparciu o kryterium wiodące, któ-rym może być przykładowo niezawodność lub całkowity koszt utrzymania. Szcze-gólnie istotne jest ustalenie wartości pożądanych oraz alarmowych poszczególnych wskaźników dla całego układu oraz dla poszczególnych jego elementów. Większość z oferowanych na rynku systemów CMMS umożliwia automatyzację nadzoru war-tości KPI. Powiadamianie o przekroczeniu wartości alarmowych może się odbywać drogą komunikatu w systemie, ale również drogą poczty elektronicznej do wyznaczo-nej osoby odpowiadającej za określoną część układu energetycznego. Automatyzacja procesu powiadamiania wiąże się zazwyczaj z włączeniem do grupy odbiorców wiadomości alarmowych biura armatorskiego jednostki pływającej.

PODSUMOWANIE

Sformułowane w artykule kluczowe wskaźniki efektywności utrzymania silników spalinowych są stosownym zbiorem wielkości wiarygodnie wartościują-cych ocenę i prawidłowość podejmowanych decyzji eksploatacyjnych w utrzymaniu


2 (189) 2012 15

silników spalinowych. Teza ta dotyczy silników w układach energetycznych statków zarówno w skali technicznej, jak i pozyskiwania informacji do budowy modeli pre-dykcyjnych, dla potrzeb między innymi logistyki armatora. Źródłami informacji przedstawianych za pomocą kluczowych wskaźników efektywności mogą być dane historyczne dotyczące częstotliwości i charakteru zdarzeń eksploatacyjnych, a także dane pozyskane drogą badań symulacyjnych adekwatnych do rozpatrywanego pro-cesu utrzymania obiektów technicznych.

BIBLIOGRAFIA

[1] Adamkiewicz A., Burnos A., Influence of maintenance strategies on the reliability of gas turbines in power systems of floating production, storage and offloading units (FPSO), 28th International Scientific Conference DIAGO® 2009, ‘Technical diagnostics of machines and Manufacturing equipment’, Technická Univerzita Ostrava, Asociace Technických Diagnostiků, Ostrava, Rožnov pod Radhoštěm, 27–28. January 2009.

[2] Adamkiewicz A., Burnos A., Modele sygnałów diagnostycznych stosowane w utrzymaniu turbinowych silników spalinowych na jednostkach typu FPSO, „Zeszyty Naukowe Akademii Morskiej w Szczecinie”, 2009, nr 19, s. 5–13.

[3] Adamkiewicz A., Burnos A., Utrzymanie turbinowych silników spalinowych na jednostkach typu FPSO, „Zeszyty Naukowe” AMW, 2009, nr 178A, s. 9–20.

[4] Det Norske Veritas, Ofshore Reliability Data Handbook 3rd Edition, OREDA Particiants, Hovik 1997.

[5] Lewitowicz J., Kustroń K., Podstawy eksploatacji statków powietrznych — własności i właściwości eksploatacyjne statku powietrznego, Wydawnictwo Instytutu Technicznego Wojsk Lotniczych, Warszawa 2003.

[6] Lewitowicz J., Podstawy eksploatacji statków powietrznych — systemy eksplo-atacji statków powietrznych, Wydawnictwo Instytutu Technicznego Wojsk Lot-niczych, Warszawa 2006.

[7] Mobley K. R., Higgins L. R., Wikoff D. J., Maintenance Engineering Hand-book Seventh Edition, The McGraw-Hill Companies, 2008.

[8] Niziński S., Utrzymanie pojazdów i maszyn, „Biblioteka Problemów Eksploata-cji”, red. S. Niziński, R. Michalski, Olsztyn 2007.

[9] PN-EN 13306.

[10] PN-EN 15341.



[11] Zarządzanie finansami, red. D. Zarzecki, Publikacje Uniwersytetu Szczeciń-skiego, Szczecin 2010.

[12] www.maximo.pl.

K E Y P E R F O R M A N C E I N D I C A T O R S I N M A I N T E N A N C E O F G A S T U R B I N E

E N G I N E S I N P O W E R S Y S T E M S O F F L O A T I N G V E S S E L S

ABSTRACT

Key performance indicators (KPI) are one of basic tools used in technical objects exploita-tion management. Proper implementation and use of KPI make it possible to improve and control maintenance as well as operation processes of power systems. The paper presents some aspects of use of key performance indicators related to maintenance of power systems in exploitation of floating units. It includes essential measurable technical, organizational and economic values in exploitation systems which can influence decisions related to maintaining floating objects in proper conditions according to the criteria measured. The authors review the KPI selection methods and try to interpret examples of the values. It also refers to the use of KPIs in computerized maintenance management systems (CMMS) as well as to the use of these systems to control maintenance of power systems.

Keywords: key performance indicators, KPI, power system, floating vessel, gas turbine engine.


17

A d a m C i c h o c k i A k a d e m i a M a r y n a r k i W o j e n n e j

A N A L I Z A M OŻL I W OŚC I UŻY C I A L E K K I C H T O R P E D Z O P

N A P O L I G O N A C H M O R S K I C H M W R P

STRESZCZENIE

Artykuł przedstawia analizę możliwości wykonywania zadań z użyciem ćwiczebnych tor-ped t. MU90 Impact na poligonach morskich MW RP. Dla uzyskania odpowiedzi na pytanie, na których poligonach morskich MW RP użycie tego typu torpedy jest bezpieczne i możliwe z punktu widzenia operacyjnego, analizie poddano wszystkie poligony morskie w strefie odpowiedzialności MW RP oraz taktyczne możliwości i ograniczenia torpedy MU90 Impact. W efekcie wskazano te poligony, na obszarze których w kontekście przyjętych warunków użycie torpedy jest możliwe i bezpieczne.

Słowa kluczowe: poligony morskie, strzelanie torpedowe, torpeda, użycie uzbrojenia morskiego.

WSTĘP

Skuteczne wykorzystanie systemów uzbrojenia morskiego jest silnie skore-lowane z organizacyjnym i merytorycznym przygotowaniem załóg okrętów w za-kresie jego bojowego użycia. Zakładany poziom wyszkolenia uzyskuje się w trybie realizacji ćwiczeń i treningów związanych z przygotowaniem i faktycznym użyciem (najczęściej wersji ćwiczebnych) danego typu uzbrojenia.

Wyjątku nie stanowi tutaj system lekkich torped zwalczania okrętów pod-wodnych (ZOP) eksploatowany na okrętach typu Oliver Hazard Perry (OHP) oraz śmigłowcach typu SH-2G Super SeaSprite i Mi-14 Pł, których kluczowym kompo-nentem jest zaawansowana torpeda MU90 Impact.

Adam Cichocki


Konstrukcja nowoczesnych systemów torpedowych oparta jest na skompli-kowanych rozwiązaniach technologicznych, co owocuje najczęściej uzyskaniem wysokich współczynników efektywnościowych i niezawodnościowych. Narzuca to jednak potrzebę systematycznego testowania w warunkach zbliżonych do bojowych nie tylko uzbrojenia, ale również załogi okrętu biorącego udział w jego eksploatacji. Czasem i miejscem takich właśnie testów są ćwiczenia obejmujące strzelania torpe-dowe na specjalnie do tego celu wybranym akwenie, zwanym poligonem morskim.

W niniejszym artykule przedstawione zostaną czynniki warunkujące wyko-nywanie ćwiczebnych strzelań torpedowych z użyciem lekkiej torpedy ZOP typu MU90 Impact na poligonach morskich MW RP. Analiza dotyczyła obszarów poli-gonów morskich znajdujących się pod jurysdykcją MW RP oraz panujących tam warunków nawigacyjno-hydrograficznych, które determinują możliwości wykony-wania strzelań torpedowych z pokładu nosiciela nawodnego i lotniczego.

POLIGONY MORSKIE MW RP

Poligon morski to wydzielony akwen morza wraz z rozciągającą się nad nim przestrzenią powietrzną i ewentualnie przyległym do niego obszarem lądu o specjal-nym przeznaczeniu. Poligony morskie zabezpieczają wykonywanie zadań ognio-wych przez okręty MW, lotnictwo morskie, jednostki brzegowe MW oraz pododdziały współdziałających rodzajów sił zbrojnych, takie jak strzelania artyle-ryjskie i rakietowe do celów morskich i powietrznych, a także prowadzenie ćwiczeń taktycznych typowych dla poszczególnych rodzajów sił MW.

Marynarka Wojenna w swoim obszarze odpowiedzialności dysponuje czter-dziestoma trzema poligonami morskimi (rys. 1.), które rozmieszczone są wzdłuż całego polskiego wybrzeża. Znajdują się one zarówno na wodach wewnętrznych1, morzu terytorialnym2, jak i w wyłącznej strefie ekonomicznej3. Można wyróżnić trzy główne obszary, w których występują: wokół portów Zatoki Gdańskiej, portów Łeba — Darłowo oraz portów Świnoujście — Dziwnów.

1 Wody wewnętrzne to wody pomiędzy linią podstawową morza terytorialnego a lądem. Zob. Konwencja Narodów Zjednoczonych o Prawie Morza z 10.12.1982 r.

2 Morze terytorialne to wody pomiędzy linią podstawową a linią oddaloną o 12 mil mor-skich od linii podstawowej. Zob. Konwencja Narodów Zjednoczonych…, wyd. cyt.

3 Wyłączna strefa ekonomiczna to obszar położony na zewnątrz morza terytorialnego i przylegający do morza terytorialnego, o szerokości nie większej niż 200 mil morskich od linii podstawowych, od których mierzona jest szerokość morza terytorialnego. Zob. Konwencja Naro-dów Zjednoczonych…, wyd. cyt.

Analiza możliwości użycia lekkich torped ZOP na poligonach morskich MW RP

2 (189) 2012 19

Rys. 1. Rozmieszczenie poligonów morskich MW RP

Źródło: Wykaz poligonów, torów wodnych, kotwicowisk MW RP, stref zamykanych dla żeglugi i rybołówstwa oraz stref niebezpiecznych dla lotów statków powietrznych na Obszarach Wodnych RP, wyd. II, Gdynia 2005.

W celu wykonania zadania szkoleniowego na morzu siłom uczestniczącym

w danym przedsięwzięciu szkoleniowym przydziela się odpowiednie poligony mor-skie, a w ramach poligonów — w uzasadnionych przypadkach — wydzielone zosta-ją rejony, strefy, sektory lub rubieże. Miejsce i czas wykorzystania poligonów (rejonów wydzielonych, stref bądź sektorów) powinno być podane w tygodniowym planie szkolenia Marynarki Wojennej, a także w dokumentach danego ćwiczenia.

Przeznaczenie i sposób wykorzystania każdego poligonu morskiego MW RP jest określone w Wykazie poligonów, torów wodnych, kotwicowisk MW RP, stref zamykanych dla żeglugi i rybołówstwa oraz stref niebezpiecznych dla lotów statków powietrznych na Obszarach Wodnych RP. Zgodnie z tą publikacją tylko trzy poligony morskie (P-2, P-11, P-32) przeznaczone są do strzelań torpedowych przez nosicieli nawodnych, podwodnych i lotniczych.

Torpeda typu MU90 Impact jest uzbrojeniem nowym, które Marynarka Wo-jenna RP eksploatuje od kilku lat. Należy do rodziny tzw. torped lekkich, co ozna-cza, że zarówno jej wymiary geometryczne, jak i masa są znacznie mniejsze niż jej

Adam Cichocki


standardowych odpowiedników (tzw. torped ciężkich), co ma wpływ na właściwości i wymagania operacyjne. Taki stan rzeczy pozwala na postawienie tezy, iż może ona być efektywnie używana do strzelań ćwiczebnych na większej liczbie poligonów niż te pierwotnie wyznaczone do strzelań torpedowych.

Czynnikami determinującymi efektywne użycie tego typu uzbrojenia w trak-cie ćwiczeń na poligonach morskich są warunki nawigacyjno-hydrograficzne oraz hydrologiczno-meteorologiczne panujące na wybranym poligonie w czasie odbywa-nia ćwiczenia. Warunki te ponadto określają bezpieczeństwo ludzi i sprzętu bezpo-średnio zaangażowanego w ćwiczenie (bezpieczeństwo nosiciela uzbrojenia i jego załogi, jednostek zabezpieczających ćwiczenie) oraz potencjalnych jednostek nieza-angażowanych w ćwiczenie, a przebywających w pobliżu poligonu morskiego.

KRYTERIA UŻYCIA TORPEDY MU90 IMPACT (TVE)

Dla zapewnienia możliwości użycia torpedy ćwiczebnej oraz bezpieczeństwa ludzi i sprzętu podczas wykonywania ćwiczebnych strzelań torpedowych przeprowa-dzono analizę poligonów morskich ze względu na warunki nawigacyjno-hydrograficzne — określające minimalne geometryczne wymiary oraz głębokości na poligonach morskich. Kryteria użycia odnoszą się bezpośrednio do ograniczeń operacyjnych torpedy MU90 Impact (rys. 2.) narzuconych przez jej właściwości techniczne oraz zalecenia producenta uzbrojenia.

Rys. 2. Torpeda MU-90 Impact w wersji okrętowej (u góry)

i w wersji lotniczej (na dole)

Źródło: EuroTorp MU90 Brochure, materiały informacyjne firmy Eurotorp.


2 (189) 2012 21

Torpeda MU-90 występuje w kilku wariantach, w zależności od jej przezna-czenia:

— TC (Torpile de Combat) — bojowa wersja torpedy; — TVE (Torpile Version Essai) — ćwiczebna wersja torpedy; — PDT (Practise Delivery Torpedo) — treningowa wersja torpedy; — Dummy Torpedo — makieta torpedy.

Dane taktyczno-techniczne wersji bojowej torpedy MU 90 Impact TC przedstawia tabela 1. Torpeda w wersji TVE ma te same właściwości mechaniczne i kinematyczne co torpeda bojowa, jednakże w miejsce głowicy bojowej montuje się głowicę ćwiczebną, pozbawioną ładunku materiału wybuchowego. Taka torpeda umożliwia ćwiczenia w zakresie przygotowania, wykonywania i oceny strzelań tor-pedowych z nosiciela nawodnego i lotniczego, a także stanowi doskonały sposób testowania i weryfikacji założeń producenta w zakresie sposobu i logiki jej działania w różnych sytuacjach taktycznych, co uzyskuje się po dokonaniu analizy danych telemetrycznych zarejestrowanych w czasie ćwiczenia.

Tabela 1. Podstawowe dane techniczne i taktyczne torpedy MU-90

Parametr Wartość Kaliber 323,7mm ± 0,3 mm (12″3/4) Masa 304 kg (nosiciel nawodny)

314 kg (nosiciel lotniczy) Długość 2846 mm (nosiciel nawodny)

2858 mm (śmigłowiec) 2881 mm (nosiciel lotniczy)

Minimalna głębokość akwenu podczas wodowania torpedy

20 m (nosiciel nawodny) 25 m (nosiciel lotniczy)

Głębokość operacyjna 3–1000 m Prędkość torpedy od 29 do 50 węzłów zmienna co jeden węzeł Zasięg torpedy 10 km przy prędkości 50 węzłów

25 km przy prędkości 29 węzłów 15 km — zasięg skuteczny (operacyjny)

Minimalna temperatura powietrza przy wystrzale –26°C

Stan morza: do 6° Zasolenie wody bez ograniczeń Temperatura wody –2°C do +35°C Typ dna bez ograniczeń Prędkość wiatru do 50 węzłów

Źródło: EuroTorp MU90 Brochure, materiały informacyjne firmy Eurotorp.

Adam Cichocki


Przy wyborze poligonów morskich, które powinny spełniać minimalne wy-magania dotyczące wymiarów geometrycznych, najważniejszym parametrem, do którego należy się odnieść, jest całkowita długość biegu torpedy.

Dla zapewnienia wykonania zadania strzelania torpedą MU-90 TVE4 bez ograniczania jej taktycznych możliwości należy przyjąć, że skutecznie zrealizuje swoją misję w zakresie do 75% zasięgu skutecznego (15 km), co pozwala ustalić minimalną długość rubieży strzelania torpedą na poligonie na 10 kilometrów (około 5 mil morskich). Wystarczające jest zatem, aby przynajmniej jeden wymiar (bok czy przekątna poligonu morskiego) był większy niż 10 km, wówczas wzdłuż tej linii wyznaczyć można trajektorię biegu torpedy.

Rys. 3. Przykład analizy wymiarów geometrycznych poligonów morskich:

poligon P-14 w rejonie Półwyspu Helskiego oraz P-23 w rejonie Ustki i Darłowa (wartości podane w milach morskich)

Źródło: P. Nowak, Nawigacyjno-hydrograficzne zabezpieczenie strzelania lekkich torped ZOP na poligonach morskich MW RP, praca magisterska, AMW, Gdynia 2011.

Najbardziej istotnym warunkiem (parametrem) hydrograficznym charaktery-

zującym poligony morskie jest głębokość w rejonie poligonu (maksymalna, minimal-na i średnia). Zestawienie maksymalnych i minimalnych głębokości występujących na poligonach morskich MW RP przedstawia tabela 2. Parametr hydrograficzny determinuje możliwość użycia torpedy MU90 Impact z uwagi na jej ograniczenia operacyjne określone na minimalnym poziomie 20 m głębokości morza przy użyciu z pokładu dla nosiciela nawodnego oraz 25 m dla zrzutu z nosiciela lotniczego. Do mniej istotnych parametrów hydrograficznych można zaliczyć: rzeźbę dna morskiego,

4 MU 90 TVE (fr. Torpile Version Essai — torpeda w wersji ćwiczebnej) jest uży-wana w trakcie strzelań ćwiczebnych na poligonach morskich.


2 (189) 2012 23

występowanie mielizn i przeszkód nawigacyjnych, rodzaj gruntu dna oraz kąt spad-ku dna przy plażach i mieliznach.

Dla określenia możliwości strzelania torped na danym poligonie zgodnie z powyższym ograniczeniem dokonano analizy głębokości maksymalnych i mini-malnych akwenów wszystkich poligonów.

Tabela 2. Porównanie poligonów morskich pod względem głębokości —

wyróżniono wartości spełniające kryteria głębokości minimalnej

Nosiciel nawodny głębokość > 20 m

Nosiciel lotniczygłębokość > 25 mNr

min max min max P-1 0 12 0 12 P-2 10 21 10 21

P-3 10 13 10 13

P-4 20 28 20 28 P-5 26 39 26 39 P-6 31 49 31 49 P-7 40 53 40 53 P-8 23 57 23 57 P-9 28 66 28 66 P-10 65 76 65 76 P-11 79 88 79 88 P-12 5 92 5 92 P-13 7 70 7 70 P-14 95 107 95 107 P-15 5 101 5 101 P-16 52 97 52 97 P-17 69 106 69 106 P-18 40 80 40 80 P-19 43 92 43 92 P-20 0 34 0 34 P-21 0 8 0 8 P-22 33 41 33 41

Nosiciel nawodnygłębokość > 20 m

Nosiciel lotniczy głębokość > 25 m Nr

min max min max P-23 11 52 11 52 P-24 0 37 0 37 P-25 26 55 26 55 P-26 11 40 11 40 P-27 0 12 0 12 P-28 46 76 46 76 P-29 0 15 0 15 P-30 12 14 12 14 P-31 0 2 0 2 P-32 12 14 12 14 P-33 10 13 10 13 P-34 11 14 11 14 P-35 10 13 10 13 P-36 10 12 10 12 P-37 0 10 0 10 P-38 0 7 0 7 P-39 0 6 0 6 P-40 0 7 0 7 P-41 5 6 5 6 P-42 0 13 0 13 P-43 0 29 0 29

Źródło: P. Nowak, Nawigacyjno-hydrograficzne zabezpieczenie strzelania, wyd. cyt.

Adam Cichocki


Wyniki analizy wykazują, że warunek głębokości spełniają poniższe poli-gony morskie:

— dla nosiciela nawodnego: P-4, P-5, P-6, P-7, P-8, P-9, P-10, P-11, P-14, P-16, P-17, P-18, P-19, P-22, P-25, P-28 oraz ze względu na swoje wymiary geome-tryczne również P-12, P-13, P-20, P-23, P-24, P-26;

— dla nosiciela powietrznego: P-5, P-6, P-7, P-9, P-10, P-11, P-14, P-16, P-17, P-18, P-19, P-22, P-25, P-28 oraz ze względu na swoje wymiary geometryczne również P-12, P-13, P-20, P-23, P-24, P-26.

W celu dokładniejszej analizy niż ta oparta jedynie na określeniu maksy-malnej i minimalnej głębokości dla każdego poligonu spełniającego warunek nawiga-cyjny (minimalnych wymiarów geometrycznych) oraz warunek hydrograficzny (dotyczący minimalnej głębokości wodowania torpedy dla nosiciela zawodnego i lotni-czego) określono:

— najbardziej prawdopodobne rubieże strzelania torped w postaci głównych prze-kątnych poligonu (rys 5.);

— profil głębokości wzdłuż prawdopodobnej trajektorii biegu torpedy (przekątnej) w oparciu o opracowany profil batymetryczny całego poligonu (rys. 4. i .5.).

Rys. 4. Ograniczenia głębokości wodowania torpedy dla nosiciela nawodnego i lotniczego

oraz linie profilu głębokości w rejonie poligonu (d1 i d2)



2 (189) 2012 25

Poniższe ilustracje (rys. 5–7) obrazują: batymetrię całego obszaru poligo-nów w postaci czarnych linii izobat (wybrano P-14, P-17 i P-23), wytyczone rubieże strzelania torped (przekątne) w postaci linii w kolorze czerwonym i niebieskim oraz profil głębokości wzdłuż rubieży na wykresie głębokości.

N

Rys. 5. Batymetria poligonu P-14 oraz wykres profilu głębokości wzdłuż przekątnych


N



Adam Cichocki


N



PODSUMOWANIE

Analiza charakterystyk poligonów morskich MW RP oraz parametrów tak-tyczno-technicznych torpedy typu MU90 Impact (TVE) pozwala stwierdzić, że strzelanie torpedowe może być wykonywane nie tylko na poligonach pierwotnie do tego celu przeznaczonych.

Kryteria podstawowe, jakie określono dla użycia torpedy lekkiej typu MU90 Impact, odnoszą się do:

— minimalnych wymiarów geometrycznych poligonów zapewniających uzyskanie przez torpedę długości biegu na poziomie 75% jej zasięgu operacyjnego, czyli około 10 km (5 mil morskich);

— minimalnej głębokości morza w rejonie wodowania torpedy, które wynoszą odpowiednio dla nosiciela nawodnego 20 m i nosiciela lotniczego 25 m.


2 (189) 2012 27

Analizie poddano wszystkie czterdzieści trzy poligony morskie MW RP, spośród których w wyniku zastosowania kryteriów nawigacyjnego (dotyczącego minimalnych wymiarów geometrycznych) oraz hydrograficznego (dotyczącego mini-malnej głębokości) odrzucono dwadzieścia sześć. Pozostałe siedemnaście poligonów (P-9, P-10, P-12, P-13, P-14, P-15, P-16, P-17, P-18, P-19, P-20, P-22, P-23, P-24, P-25, P-26, P-28) spełnia łącznie obydwa warunki — nawigacyjny (określający minimalne wymiary geometryczne poligonu morskiego dla efektywnego i bezpiecz-nego zrealizowania strzelania torpedowego) oraz hydrograficzny (dotyczący minimal-nej głębokości morza) [3].

W związku z pierwotnie wyznaczonymi pięcioma poligonami do strzelań torpedowych (P-11, P-12, P-13, P-26, P-28) wykazanymi w [1] dla użycia torpedy ćwiczebnej typu MU90 Impact liczbę tę można rozszerzyć o kolejne dwanaście po-ligonów, co nie pozostaje bez wpływu na bezpieczeństwo. Aspekt ten jest kluczowy, gdyż wpływa na bezpieczeństwo jednostek i ludzi niebiorących udziału w ćwiczeniu i znajdujących się poza rejonem poligonu. Zastosowanie kryterium w tej postaci jako pierwszorzędnego gwarantuje manewrowanie torpedy na poligonie bez naraża-nia na niebezpieczeństwo jednostek pozostających poza jego granicami.

Warunek hydrograficzny formalnie zapewnia bezpieczeństwo samej torpedy (przed uderzeniem w dno) oraz warunkuje realizację jej misji podwodnej i sukces całego ćwiczenia.

BIBLIOGRAFIA

[1] EuroTorp MU90 Brochure, materiały informacyjne firmy Eurotorp.

[2] Norma Obronna NO-07-A095:2008, Ćwiczenia na morzu — poligony morskie.

[3] Nowak P., Nawigacyjno-hydrograficzne zabezpieczenie strzelania lekkich torped ZOP na poligonach morskich MW RP, praca magisterska, AMW, Gdynia 2011.

[4] Wykaz poligonów, torów wodnych, kotwicowisk MW RP, stref zamykanych dla żeglugi i rybołówstwa oraz stref niebezpiecznych dla lotów statków powietrz-nych na Obszarach Wodnych RP, wyd. II, Gdynia 2005.

[5] http://www.eurotorp.com/the-products/mu90-impact_25.

Adam Cichocki


A N A L Y S I S O F P O S S I B I L I T Y T O U S E A S W L I G H T W E I G H T T O R P E D O E S I N M A R I N E

T E S T R A N G E S O F T H E P O L I S H N A V Y

ABSTRACT

The article presents an analysis of possibilities to use MU90 exercise version torpedo in the Polish Navy naval test ranges. All the naval test ranges as well as operational features and limitations of MU90 TVE torpedo were analyzed to answer the question which of the naval test ranges fulfill requirements for effective and safe torpedo tests. As a result, specific naval test ranges where use of this torpedo is possible, effective and safe under the conditions adopted were indicated.

Keywords: marine test ranges, torpedo firing, torpedo, employment of naval ordnance.


29

L e s z e k F l i s M a r e k S p e r s k i A k a d e m i a M a r y n a r k i W o j e n n e j

O C E N A W PŁY W U K S Z T AŁT U W I E R Z C H OŁK A P O C I S K U N A P R O C E S

P R Z E B I J A N I A P A N C E R Z Y S T A L O W Y C H

STRESZCZENIE

Posługując się licencjonowanymi programami komputerowymi, opartymi na metodzie elementów skończonych, przeprowadzono symulacje numeryczne procesu przebijania odkształ-calnego pancerza przez sztywne pociski o takich samych masach i średnicach, lecz różnych kształtach wierzchołków. Przyjęto, że pancerz jest zbudowany z materiału sprężysto-plastycznego ze wzmocnieniem nieliniowym według modelu Johnsona-Cooka. Rezultaty obliczeń przebijania pancerzy o różnych grubościach pociskami fabrycznymi o obłym kształcie wierzchołka potwier-dzono eksperymentalnie. Na podstawie symulacji numerycznych wyznaczono wartości liczbowe współczynników oporu występujących w równaniach ruchu pocisku bazujących na kilku odmien-nych modelach analitycznych.

Słowa kluczowe: balistyka, pancerze, metody analityczne, symulacja komputerowa, eksperyment.

WSTĘP

W równaniach ruchu sztywnego pocisku wnikającego prostopadle w odkształ-calną półprzestrzeń wpływ kształtu pocisku na przebieg wnikania uwzględniany jest zazwyczaj poprzez wprowadzenie odpowiedniego współczynnika oporu [2, 4, 8, 9]. Często stosowany model obliczeniowy oparty jest na założeniu, że wypadkowa siła działająca na pocisk o kształcie obrotowo-symetrycznym, przeciwna do kierunku ruchu, składa się z części stałej 0F i z części 2F , zależnej od prędkości v pocisku oraz gęstości ρ materiału pancerza:



22

2 2RvkF π

ρ= , (1)

gdzie: R — promień największego przekroju poprzecznego pocisku; k — bezwymiarowy współczynnik oporu kształtu.

Równanie (1) przedstawia znany z mechaniki płynów wzór do obliczenia siły oporu czołowego ciała stałego przemieszczającego się w płynie lepkim. Liczni auto-rzy prac z zakresu balistyki końcowej zalecają przyjmowanie wartości liczbowych współczynnika k, wyznaczonych na podstawie pomiarów oporu ciał o różnych kształtach, umieszczonych w przepływach wody lub powietrza [7] bądź też za po-mocą empirycznych wzorów opartych na takich pomiarach [8]. Jednak bezpośrednie wprowadzenie określonych w ten sposób współczynników oporu do obliczeń prze-bijania tarcz stalowych o skończonych grubościach (rzędu 1–4 średnicy pocisku), nie znalazło potwierdzenia eksperymentalnego [4].

Z połowy XX wieku pochodzi model obliczeniowy stworzony do opisu prze-bijania cienkich pancerzy zbudowanych z materiału idealnie sprężysto-plastycznego, ostrzeliwanych przez sztywne pociski o kształtach i wymiarach wierzchołków przedstawionych na rysunku 1.

Rys. 1. Kształty i wymiary pocisków przebijających cienkie pancerze:

a — pocisk z wierzchołkiem stożkowym; b — z wierzchołkiem owalnym

Źródło: opracowanie własne. Określenie c i e n k i p a n c e r z oznacza, że jego grubość jest znacznie

mniejsza od promienia pocisku. Założenie, że praca W, wykonana przez pocisk ude-rzający o pancerz z prędkością początkową pv , podczas wybijania w pancerzu otworu

Ocena wpływu kształtu wierzchołka pocisku na proces przebijania pancerzy stalowych

2 (189) 2012 31

o objętości hR2π , składa się z pracy potrzebnej do uplastycznienia tej objętości materiału oraz z pracy sił bezwładności na przemieszczeniu uplastycznionego mate-riału o gęstości ρ , w kierunku normalnym do powierzchni pocisku, prowadzi do wzoru [2, 8]:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+=

2

12

2 pe v

bRk

RhRW ρπ (2)

gdzie:

1k — bezwymiarowy współczynnik kształtu;

eR — granica plastyczności materiału.

Współczynnik 1k przyjmuje wartość 1, gdy wierzchołek pocisku ma kształt

stożka obrotowego (rys. 1a) oraz wartość 1,86, gdy ma on kształt owalny o przekro-ju pokazanym na rysunku 1b. Poprzez przyrównanie przyrostu energii kinetycznej pocisku o masie m do wyznaczonej w ten sposób pracy można obliczyć prędkość kv

pocisku po przebiciu pancerza:

mWvv pk

222 −= (3)

oraz największą prędkość Bv , zwaną granicą balistyczną, przy której pocisk ten zostanie przez pancerz zatrzymany:

mWvB

2= . (4)

Porównanie wyników obliczeń przeprowadzonych za pomocą wzorów (2), (3) przebijania pancerzy stalowych o grubościach 8–32 mm pociskami fabrycznymi kalibru 12,7 mm z rezultatami eksperymentu [3] wykazało różnice sięgające kilku-dziesięciu procent w ocenie prędkości końcowych kv pocisku oraz różnice przekra-czające 250% w ocenie grubości pancerza odpornego na przebicie. Ujawnione rozbieżności skłaniają do podjęcia badań nad bliższym rozpoznaniem zjawisk towa-rzyszących przebijaniu pancerzy o skończonych grubościach, najczęściej stosowa-nych w praktyce. Narzędziem do takiego rozpoznania może się okazać metoda elementów skończonych, rozwijana od kilkudziesięciu lat w licznych ośrodkach badawczych na świecie.



SYMULACJE KOMPUTEROWE

W obliczeniach opartych na metodzie elementów skończonych (MES) po-służono się dwoma licencjonowanymi programami komputerowymi: LS-DYNA opracowanym w kalifornijskim ośrodku firmy Livermore Software Technology Corporation [5] oraz ANSYS AUTODYNA rozwijanym przez międzynarodową fundację Century Dynamics (od 2005 ANSYS) z główną siedzibą w podlondyńskim Horsham [1]. Przyjęto, że pancerz ostrzeliwany prostopadle przez nieodkształcalne pociski jest zbudowany z materiału sprężysto-plastycznego ze wzmocnieniem nieli-niowym według modelu Johnsona i Cooka:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++=

0

ln1)(εεεσ&

&CBA n

pl , (5)

gdzie ,,,, 0εεεσ &&pl — odpowiednio: zredukowane (wg hipotezy Hubera-Misesa) naprężenia

plastycznego płynięcia, zredukowane odkształcenia plastyczne oraz zredukowane prędkości odkształcenia plastycznego;

A, B, C, n — stałe współczynniki wyznaczane za pomocą eksperymentów.

Zastosowane w programie kryterium zniszczenia wiąże się z potrzebą do-świadczalnego określenia kolejnych stałych materiałowych: 4321 ,,, DDDD , wy-stępujących we wzorze na zredukowane odkształcenie zniszczenia. Przyjmuje się, że materiał nie ulega zniszczeniu, dopóki wartość D = 1.0 wg kryterium:

∑Δ= fD

εε ,

przy czym fε określone jest jako:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++=

0421 ln1)( 3

εεσε&

&DeDD D

f , (6)

gdzie

redm σσσ /= — bezwymiarowy iloraz, w którym mσ oznacza naprężenie hydrosta-

tyczne, a redσ naprężenia zredukowane wg hipotezy Hubera-Misesa.

Wartości liczbowe wymienionych współczynników, charakteryzujących właściwości fizyczne materiału pancerza, wyznaczono na podstawie pomiarów


2 (189) 2012 33

przeprowadzonych w laboratorium wytrzymałościowym Instytutu Podstaw Kon-strukcji Maszyn przy Akademii Marynarki Wojennej w Gdyni oraz na podstawie serii eksperymentów połączonych z przestrzeliwaniem stalowych próbek zamonto-wanych na wahadle balistycznym, wyposażonym w odpowiednie przyrządy pomia-rowe [7]. Istota eksperymentu sprowadzała się do przestrzeliwania fabrycznymi pociskami karabinowymi 12,7 mm stalowych próbek o grubościach zmieniających się (co 2 mm) od 8 do 32 mm oraz pomiarów prędkości pocisku przed i za przestrzeloną próbką. Szczegóły dotyczące kształtu, budowy i wymiarów pocisku (o masie

21096,4 −⋅=m kg) podano w pracy [3]. Próbki, w postaci krążków o średnicy 120 mm, wspartych w wahadle bali-

stycznym na tulei o średnicy wewnętrznej 100 mm, wykonano z okrętowej stali konstrukcyjnej o symbolu 10GHMBA, gęstości 7830=ρ kg/m 3 , module spręży-

stości 51009,2 ⋅=E MPa, współczynniku Poissona 3,0=ν , granicy plastyczności 695=eR MPa, statycznej wytrzymałości na rozciąganie 5,758=mR MPa oraz

statycznej wytrzymałości na ścinanie 438=τR MPa. Modele obliczeniowe przestrzeliwanych krążków podzielono, zależnie od

grubości próbek, na 3194–5732 ośmiowęzłowych bryłowych elementów skończo-nych. Liczba węzłów przy takim podziale wyniosła odpowiednio od 3792 do 6654. Obliczenia, wykonane odrębnie za pomocą wymienionych wyżej programów, wy-kazały dobrą zgodność z eksperymentem [3] po wprowadzeniu następujących sta-łych materiałowych: 695== eRA MPa; B = 510 MPa; 014,0=C ; 26,0=n ;

05,01 =D ; 44,32 =D ; 12,23 −=D ; 002,04 =D . Symulacje komputerowe ujawniły ponadto znacznie większe obszary uplastycznienia materiału podczas przebijania pan-cerzy (rys. 3–5), niż przyjęto w modelu analitycznym prowadzącym do wzoru (2).

Wyznaczone w powyższy sposób wartości liczbowe współczynników okre-ślających właściwości materiału pancerza przyjęto za podstawę komputerowych symulacji procesu przebijania tarcz sztywnymi pociskami o innych kształtach wierz-chołków, lecz takich samych masach i średnicach jak opisane pociski fabryczne. Ba-daniom poddano modele pocisków o kształtach i wymiarach pokazanych na rysunku 2. Wyniki obliczeń prędkości pocisków po przebiciu pancerzy o różnych grubościach, uzyskane za pomocą programów komputerowych LS-DYNA i ANSYS-AUTODYNA, przedstawiono w tabeli 1.

Na rysunkach 3–5 pokazano rozkłady naprężeń zredukowanych w materiale pancerza w trzech wybranych chwilach procesu wnikania sztywnego pocisku w odkształcalny pancerz. W obszarach uplastycznienia materiału wartości naprężeń zredukowanych przekraczają 695 MPa.



Rys. 2. Kształty i wymiary pocisków poddanych badaniom:

F — fabryczny; 1 — z wierzchołkiem półkulistym; 2 — walcowy; 3 — z wierzchołkiem ściętym; 4 — z wierzchołkiem stożkowym

Źródło: opracowanie własne.

Tabela 1. Rezultaty pomiarów oraz obliczeń MES prędkości pocisków o różnych kształtach wierzchołków po przebiciu stalowych pancerzy o różnych grubościach

Grubość próbki h [mm]

Prędkość początkowa

pocisku

pv [m/s]

Prędkość końcowa (pomiar)

kv [m/s]

Prędkość końcowa (MES)

kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]

F F 1 2 3 4 8 825,3 704 723 721 653 713 729 10 823,7 605 690 702 607 679 709 12 826,0 575 655 675 562 647 686 14 822,3 547 618 641 520 612 657 16 825,0 535 578 605 469 577 625 18 823,0 517 540 567 421 535 595 20 822,3 504 415 510 336 490 560 22 825,3 478 452 426 165 443 519 24 824,7 402 393 324 0 369 479 26 823,7 350 316 220 – 249 427 28 824,7 221 227 108 – 0 379 30 822,7 116 131 0 – – 330 31 822,7 – 0 – – – 298 32 824,7 0 – – – – 270 34 824,7 – – – – – 200 36 824,7 – – – – – 100 37 824,7 – – – – – 0

F — pocisk fabryczny; 1 — pocisk z wierzchołkiem półkulistym; 2 — pocisk walcowy; 3 — pocisk z wierzchołkiem płasko ściętym; 4 — pocisk z wierzchołkiem stożkowym.



2 (189) 2012 35

Rys. 3. Rozkład naprężeń zredukowanych w materiale tarczy podczas penetracji pociskiem

o kształcie wierzchołka: a) fabrycznym; b) półkulistym Źródło: opracowanie własne.

a)

b)



Rys. 4. Rozkład naprężeń zredukowanych w materiale tarczy podczas penetracji pociskiem:

a) płasko ściętym; b) z wierzchołkiem stożkowym Źródło: opracowanie własne.

b)

a)


2 (189) 2012 37

Rys. 5. Rozkład naprężeń zredukowanych w materiale tarczy

podczas penetracji pociskiem walcowym Źródło: opracowanie własne.



MODELE ANALITYCZNE

Rezultaty obliczeń przeprowadzonych metodą elementów skończonych mogą posłużyć do wyznaczenia współczynników oporu kształtu występujących w przydat-nych do projektowania wzorach opartych na prostszych modelach fizycznych. Nale-żą do nich wzory umożliwiające obliczenie prędkości końcowej kv pocisku o masie m i średnicy d po przebiciu pancerza o grubości h zbudowanego z materiału o gęsto-ści ρ (omówione w pracach [3, 4]):

απτR

mmdhvvk1

220

2 2+

−= , (7)

gdzie:

;

pv — prędkość początkowa pocisku w chwili uderzenia o pancerz;

mRR 577,0=τ — wytrzymałość na ścinanie materiału pancerza, wyznaczona z próby statycznego rozciągania,

α — współczynnik kształtu wierzchołka pocisku;

2

02

2

0222

FFe

FFvv m

hF

pk −⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

−, (8)

gdzie: e — podstawa logarytmu naturalnego;

20 , FF — stałe współczynniki;

(9)

ze współczynnikami Q, m, wyznaczanymi eksperymentalnie.

Wzory (7), (8) są rozwiązaniem różniczkowego równania ruchu sztywnego

pocisku: 02

2 FvFdtdvm += (pierwszy przy założeniu 02 =F ). Równanie (9) przedsta-

wia tzw. wzór de Marre’a z końca XIX wieku, oparty na założeniu, że siła działająca na pocisk podczas przebijania pancerza składa się ze stałego oporu czołowego oraz stałego oporu tarcia na powierzchni bocznej pocisku.

,22 hdh

mQvv

n

pk ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−=

,4 1

0

2

1 pvmm

mv;hdm+

==π

ρ


2 (189) 2012 39

Wartości liczbowe bezwymiarowego współczynnika α we wzorze (7), zależnego od kształtu wierzchołka pocisku, można wyznaczyć, znając minimalną grubość h pancerza (o gęstości ρ i wytrzymałości na ścinanie τR ) odpornego na przebicie pociskiem o masie m i średnicy d, uderzającym w pancerz z prędkością początkową pv . W trzeciej kolumnie tabeli 2. przedstawiono wartości współczynni-

ków α , dla różnych kształtów wierzchołków pocisku, otrzymane poprzez podstawie-nie do wzoru (7) wartości h i pv , odpowiadających prędkościom 0=kv z tabeli 1.

Tabela 2. Współczynniki kształtu wierzchołków pocisków 12,7 mm

przebijających pancerze ze stali 10GHMBA

Kształt wierzchołka

pocisku

α 0F

[N] 2F

[N(m/s) 2 ]

Q [GPa]

n

F fabryczny 0,630 519271 0,066512 6,98580 –0,04444 1 półkulisty 0,664 535833 0,071 6,44839 0,08514 2 płaski 1,250 651624 0,250 9,48558 –0,06860 3 ścięty 0,786 562614 0,120 7,14872 0,05540 4 stożkowy 0,406 440260 0,040 5,72306 –0,11550


Tabela 3. Prędkości pocisków z wierzchołkiem półkulistym (1) oraz walcowych (2) po przebiciu pancerzy o różnych grubościach, obliczone za pomocą wzorów (7), (8), (9)


Grubość pancerza h [mm]


pocisku

pv [m/s]

Prędkość końcowa wzór (7)

kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]

1 1 1 2 2 2 8 825,3 693 703 721 676 653 653

10 823,7 657 668 688 631 603 604 12 826,0 624 636 657 584 555 557 14 822,3 595 594 617 549 494 497 16 825,0 547 559 582 468 437 441 18 823,0 504 514 537 394 364 368 20 822,3 459 468 490 304 277 280 22 825,3 413 423 445 176 165 166 24 824,7 357 366 386 0 0 0 26 823,7 291 297 315 28 824,7 208 215 228 30 822,7 8 0 1



Tabela 4. Prędkości pocisków z wierzchołkiem płasko ściętym (3) oraz stożkowym (4) po przebiciu pancerzy o różnych grubościach, obliczone za pomocą wzorów (7), (8), (9)


We wzorach (8), (9) występują po dwa nieznane współczynniki. Można je wyznaczyć, podstawiając do tych równań wartości liczbowe pvh, , odpowiadające

prędkości 0=kv oraz wartości 0, ≠kp vv , odpowiadające znanej grubości h prze-

bitego pancerza. W obu przypadkach otrzymuje się po takim podstawieniu układ dwóch równań algebraicznych z dwiema niewiadomymi. W czterech ostatnich ko-lumnach tabeli 2. podano wartości współczynników n,Q,F,F 20 oporu pocisków

o różnych kształtach wierzchołków, otrzymane w wyniku podstawienia do wzorów (8), (9) prędkości ,, kp vv odpowiadających grubości przebitego pancerza h = 8 mm,

uwidocznionych w tabeli 1. Porównanie rezultatów obliczeń prędkości sztywnych pocisków o różnych

kształtach wierzchołków, po przebiciu odkształcalnych pancerzy o różnych grubo-ściach, przeprowadzonych metodą elementów skończonych, z wynikami obliczeń otrzymanych za pomocą wzorów (7), (8), (9) pokazano na rysunkach 6–9.

Grubość pancerza h [mm]


pocisku

pv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]


kv [m/s]

3 3 3 4 4 4 8 825,3 690 691 707 700 729 729

10 823,7 652 651 670 660 701 701 12 826,0 616 616 636 641 677 677 14 822,3 585 570 591 614 644 645 16 825,0 532 530 551 580 619 619 18 823,0 483 479 501 546 586 586 20 822,3 431 425 448 513 553 553 22 825,3 376 373 392 483 523 524 24 824,7 307 303 320 446 486 487 26 823,7 215 210 228 408 446 446 28 824,7 0 1 10 368 405 405 30 822,7 332 354 352 32 824,7 273 299 302 34 824,7 210 231 234 36 824,7 120 133 135 37 824,7 0 0 0


2 (189) 2012 41

Rys. 6. Porównanie wyników obliczeń prędkości pocisku o półkulistym kształcie wierzchołka

po przebiciu stalowych pancerzy o różnych grubościach Źródło: opracowanie własne.

Rys. 7. Porównanie wyników obliczeń prędkości pocisku o kształcie walca kołowego

po przebiciu pancerzy stalowych o różnych grubościach Źródło: opracowanie własne.



Rys. 8. Porównanie wyników obliczeń prędkości pocisku z wierzchołkiem płasko ściętym


Rys. 9. Porównanie wyników obliczeń prędkości pocisku z wierzchołkiem stożkowym



2 (189) 2012 43

WNIOSKI

Spośród badanych rodzajów sztywnych pocisków przebijających odkształ-calne pancerze najbardziej skuteczny, z uwagi na możliwość przebicia pancerza, okazał się pocisk z wierzchołkiem o kształcie stożka obrotowego. Potwierdza tę właściwość cytowana we wstępie teoria dotycząca przebijania cienkich tarcz z mate-riału sztywno-plastycznego oraz badania eksperymentalne zespołu kanadyjskiego nad przebijaniem płyt laminowanych przez stalowe bijaki [6]. Wpływ smukłości wierzchołka pocisku o kształcie owalnym (ilorazu R/b we wzorze (2)) na zdolność przebijania pancerzy stalowych o grubościach przekraczają-cych wymiar średnicy pocisku, okazał się znacznie mniejszy niż wynikający z teorii przebijania pancerzy cienkich (2). Minimalne grubości pancerza odpornego na prze-bicie, zbudowanego ze stali o symbolu 10GHMBA, ostrzeliwanego prostopadle pociskiem fabrycznym ze smukłym wierzchołkiem owalnym (rys. 2.), a następnie pociskiem o takiej samej masie z wierzchołkiem półkulistym, obliczone metodą elementów skończonych, wyniosły odpowiednio 31 i 30 mm (tabela 1.). Do wstępnego oszacowania odporności balistycznej pancerzy stalowych ostrzeliwanych prostopadle sztywnymi pociskami o różnych kształtach wierzchoł-ków można się posłużyć prostymi modelami analitycznymi balistyki końcowej, po uprzednim wyznaczeniu występujących w tych modelach współczynników charak-teryzujących kształt wierzchołka.

Obliczenia wykonano na komputerach Centrum Informatycznego Trójmiejskiej Akademickiej Sieci Komputerowej (Calculations were carried out at the Academic Computer Center in Gdańsk).

BIBLIOGRAFIA

[1] AUTODYN. Explicit Software for Nonlinear Dynamics, Theory Manual, Revision 4.3., Century Dynamics, Horsham, U.K. 2005.

[2] Backman M. E., Goldsmith W., The mechanics of penetration of projec-tiles into targets, ‘International Journal of Engineering Science’, 1978, Vol. 16, No 1, pp. 1–99.

[3] Flis L., Sperski M., Badania odporności balistycznej pancerzy ze stali 10GHMBA na ostrzał pociskami 12,7 mm, „Zeszyty Naukowe” AMW, 2011, nr 3, s. 27–42.



[4] Flis L., Sperski M., Eksperymentalna weryfikacja wybranych modeli obli-czeniowych balistyki końcowej, „Zeszyty Naukowe” AMW, 2011, nr 4, s. 35–44.

[5] Halliquist J. O., LS-DYNA Theory Manual, LSTC 2006.

[6] Pierson M. O., Delfosse D., Vaziri R., Poursartip A., Penetration of lami-nated composite plates due to impact, 14th International Symposium on Ballistics, Québec, Canada, 26–29 September 1993.

[7] Szturomski B., Badania odporności na ostrzał pociskami kalibru 12,7 mm stali 10GHMBA z wykorzystaniem wahadła balistycznego, „Biuletyn WAT”, 2010, nr 4, s. 411–422.

[8] Szuladzinski G., Formulas for Mechanical and Stuctural Shock and Impact, Taylor & Francis Group 2010.

[9] Włodarczyk E., Balistyka końcowa pocisków amunicji strzeleckiej, t. 1, Wojskowa Akademia Techniczna, Warszawa 2006.

A S S E S S M E N T O F E F F E C T O F R O U N D S H A P E M E P L A T O N S T E E L A R M O R P E A R C I N G

ABSTRACT

Licensed computer programs based on the finite element method were used to carry out numerical simulations of pearcing deformable armor with rigid projectiles of the same mass and diameter but different shapes of meplats. It was assumed that the armor was made of elastic- -plastic material with non-linear strengthening following the Johnson-Cook model. The results of calculations of different thicknesses armor penetrating by factory-made rounds with oval-shaped meplat, were confirmed experimentally. The numerical simulations were used to determine the values of strength coefficients occurring in the equations of projectile motion, based on several different analytical models.

Keywords: final ballistics, steel armor, analytical methods, computer simulation, experiment.


45

G r z e g o r z G a r b a c z P o l i t e c h n i k a O p o l s k a

L e s ł a w K y z i o ł A k a d e m i a M o r s k a w G d y n i

S T A N O W I S K O D O B A D A N I A W Y T R Z Y M AŁOŚC I Z MĘC Z E N I O W E J M A T E R I AŁÓ W K O N S T R U K C Y J N Y C H

W W A R U N K A C H D Z I AŁA N I A C I E C Z Y K O R O D U JĄC E J

D L A ZŁOŻO N E G O S T A N U N A P RĘŻEŃ

STRESZCZENIE

W artykule przedstawiono opis i zasadę działania prototypowego stanowiska badawczego do wyznaczania trwałości materiałów konstrukcyjnych szczególnie narażonych na korozję. Badania prowadzono na próbkach w atmosferze otoczenia oraz w środowisku korozyjnym. Wykorzystano głównie materiały przeznaczone na elementy konstrukcji morskich, w tym elementy jednostek pływających. Maszyna do badań zmęczeniowych jest przykładem wykonania urządzenia, na które uzyskano patent.

Słowa kluczowe: badania zmęczeniowe, maszyna do badań zmęczeniowych, zginanie ze skręcaniem.

WSTĘP

Na warunki eksploatacyjne elementów maszyn i konstrukcji mechanicznych składają się różnorakie czynniki fizyczne i chemiczne. W szczególności są to sta-tyczne i dynamiczne obciążenia mechaniczne oraz degradujące oddziaływanie śro-dowiska aktywnego chemicznie.

W niniejszym artykule skoncentrowano się na zagadnieniu wyznaczania trwałości zmęczeniowej materiałów konstrukcyjnych poddawanych jednoczesnemu



działaniu cieczy korodującej i obciążeń zmiennych, prezentując prototyp maszyny umożliwiającej wykonywanie testów w takich warunkach.

W zagadnieniach technicznych najczęściej występującym rodzajem zmę-czenia jest zmęczenie wieloosiowe. Przypadek ten nie został do tej pory tak dokład-nie przedstawiony jak przypadek zmęczenia jednoosiowego opisującego trwałość zmęczeniową. Prowadzone badania nad zmęczeniem wieloosiowym nie stworzyły jednoznacznych zasad opisujących zarówno przypadek nisko-, jak i wysokocyklowy, chociaż podejmowane są próby sformułowania wieloosiowego kryterium dla przy-padku nisko- i wysokocyklowego [6, 7, 8].

Rys. 1. Przybliżone zależności między σm a σa powstałe na podstawie badań różnych autorów: Goodmana, Soderberga, Gerbera, Haigha

Źródło: M. W. Brown, K. J. Miller, Biaxial and Multiaxial Fatigue, MEP London 1989; N. E. Dowling, Mechanical Behaviour of Materials, Prentice-Hall Int. Editors Inc., Engelwood Cliffs, 1993; A. Jaworski, Podstawy mechaniki ciała stałego, Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 1999; M. E. Niezgodziński, T. Niezgodziński, Obliczenia zmęcze-niowe elementów maszyn, PWN, Warszawa 1973.

Dla jednoosiowego stanu obciążenia zależność trwałości zmęczeniowej od amplitudy naprężenia z uwzględnieniem wartości naprężenia średniego została do-kładnie przebadana. Na tej podstawie powstało wiele zależności opisujących zmiany

Stanowisko do badania wytrzymałości zmęczeniowej materiałów konstrukcyjnych…

2 (189) 2012 47

amplitudy naprężeń z naprężeniem średnim (rys. 1.). W przypadku zmęczenia wie-loosiowego do opisu zależności naprężenia średniego i amplitudowego wykorzystu-je się wielkości będące skalarnymi reprezentacjami aksjatora i dewiatora tensora naprężeń [10].

Uzyskane zależności zmęczeniowe określa się w oparciu o testy przeprowa-dzone w laboratoriach na próbkach poddanych odpowiednim obciążeniom w zapro-jektowanych w tym celu specjalizowanych maszynach zmęczeniowych. Maszyny te pozwalają na badanie próbek z materiałów konstrukcyjnych, w których wytworzony jest wieloosiowy stan naprężenia. Uzyskane z badań wiarygodne wyniki pozwalają na dobór odpowiednich kryteriów określających wytrzymałość zmęczeniową wy-znaczoną na bazie badań eksperymentalnych. Kryteria określające wytrzymałość zmęczeniową w złożonym stanie naprężenia można znaleźć między innymi w [1, 2, 4, 5, 14].

BUDOWA I DZIAŁANIE PROTOTYPU MASZYNY ZMĘCZENIOWEJ

W artykule zaprezentowano prototyp maszyny zmęczeniowej do wyznaczania trwałości materiałów konstrukcyjnych szczególnie narażonych na korozję, zwłasz-cza materiałów przeznaczonych na elementy konstrukcji morskich, w tym elementy jednostek pływających. Maszyna ta jest przykładem wykonania urządzenia, na które uzyskano patent [12].

Istota urządzenia do wyznaczania trwałości materiałów konstrukcyjnych szczególnie narażonych na korozję polega na tym, że cylinder jako naczynie prze-pływowe ma dwa króćce i dwie elastyczne uszczelki, a przewody łączące naczynie przepływowe ze zbiornikiem cieczy korodującej i z obiegową pompą wymuszającą przepływ cieczy są elastyczne. Badana próbka poddawana jest procesowi zmęczenia za pomocą wibratora harmonicznego, który na obrzeżach tarczy ma nagwintowane otwory do mocowania w nich obciążników.

Urządzenie umożliwia prowadzenie badań przy naprężeniach zginających lub skręcających oraz ich kombinacjach, gdyż cylinder, w którym umieszczona jest próbka, ma dwa króćce i dwie elastyczne uszczelki. Nadto cylinder może być przy-stosowany do prowadzenia badań w jedno- lub wieloosiowych stanach naprężenia w innych układach wyznaczania trwałości próbki. Elastyczne przewody łączące cylinder ze zbiornikiem cieczy korodującej i z obiegową pompą wymuszającą prze-pływ cieczy oraz elastyczne uszczelki naczynia przepływowego sprawiają, że próbka



poddawana jest wyłącznie zadanym obciążeniom, ponieważ usztywnienie próbki 3 pochodzące od elementów elastycznych jest pomijalnie małe i nie wpływa na wynik prób zmęczeniowych. Obciążanie badanej próbki za pomocą wibratora harmoniczne-go powoduje zmęczenie materiału, z którego próbka jest wykonana. Sposób mocowa-nia obciążników na tarczy wibratora ułatwia przygotowanie stanowiska badawczego.

Budowę maszyny objaśniono w oparciu o rysunek 2. przedstawiający sche-mat urządzenia do wyznaczania trwałości materiałów konstrukcyjnych szczególnie narażonych na korozję.

Rys. 2. Schemat maszyny do badania trwałości materiałów konstrukcyjnych

szczególnie narażonych na korozję

Źródło: opracowanie własne. Część robocza badanej próbki 3 materiału konstrukcyjnego szczególnie nara-

żonego na korozję w czasie eksploatacji umieszczona jest w naczyniu przepływowym 4 w kształcie cylindra z dwoma króćcami 20 i dwiema elastycznymi uszczelkami 19. Naczynie przepływowe 4 połączone jest szeregowo ze zbiornikiem 8 korodującej cieczy o stałym składzie chemicznym i z obiegową pompą 9 wymuszającą przepływ cieczy. W zbiorniku 8 znajduje się ciecz powodująca korozję, a będąca wodą mor-ską lub jej podobną w swym składzie. Przewody 7 łączące naczynie przepływowe 4 ze zbiornikiem 8 cieczy korodującej i z obiegową pompą wymuszającą 9 przepływ cieczy są elastyczne. Badana próbka poddawana jest procesowi zmęczenia za pomocą wibratora harmonicznego, który na obrzeżach tarczy 11 ma nagwintowane otwory do mocowania w nich obciążników 13. Końce badanej próbki 3 umieszczone są sztyw-no w uchwytach: pierwszym 2 i drugim 5. Uchwyt pierwszy 2 połączony jest prze-gubowo z dźwignią 1, która wyposażona jest w czujniki tensometryczne połączone


2 (189) 2012 49

z komputerem. Dźwignia 1 połączona jest z wibratorem harmonicznym za pomocą cięgna 10, które stanowi tarcza 11 i koło zębate 12 osadzone na łożyskach tocznych. Na obrzeżach tarczy 11 wibratora harmonicznego usytuowane są nagwintowane otwory, w których mocowane są obciążniki 13 o masie i liczbie stosownej do zada-wanej wartości amplitudy drgań. Wibrator harmoniczny osadzony jest na korpusie urządzenia za pomocą czterech płaskich sprężyn 14. Koło zębate 12 wibratora połą-czone jest za pomocą pasa zębatego 15 z kołem zębatym 17 osadzonym bezpośred-nio na wałku silnika elektrycznego 16, którego prędkość obrotowa regulowana jest za pomocą falownika 18. Uchwyt drugi 5 połączony jest sztywno z wyskalowaną pokrętną tarczą 6 umocowaną do korpusu urządzenia. Wyskalowaną tarczą 6 usta-wiany jest rodzaj stanu naprężenia w badanej próbce 3, przy czym kąt skręcenia tarczy równy 0° odpowiada zginaniu, a kąt skręcania tarczy równy 90° odpowiada skręcaniu, a każda pośrednia wartość kąta odpowiada złożonemu stanowi napręże-nia spowodowanemu równocześnie działającym momentom: zginającemu i skręca-jącemu. Po zadaniu warunków obciążenia badaną próbkę 3 poddaje się zmęczeniu z chwilą uruchomienia silnika 16 i pompy obiegowej 9. Próba zmęczeniowa koń-czy się pęknięciem badanej próbki 3. Wartości trwałości badanej próbki 3 wyrażo-ne czasem trwania próby i liczbą cykli obciążeń zmęczeniowych są rejestrowane. Wartości trwałości próbek badanego gatunku materiału konstrukcyjnego szczegól-nie narażonego na korozję uzyskane w wyniku wielokrotnie powtarzanych prób stanowią podstawę do obliczeń wartości wytrzymałości zmęczeniowej tego mate-riału.

Takie rozwiązanie konstrukcyjne maszyny zmęczeniowej do wyznaczania trwałości materiałów konstrukcyjnych szczególnie narażonych na korozję pozwala na montaż dodatkowego oprzyrządowania umożliwiającego realizację cyklicznie zmiennych przebiegów naprężeń z udziałem ich wartości średniej. Możliwe jest więc prowadzenie testów zmęczeniowych obejmujących sinusoidalnie zmienne zginanie i skręcanie z udziałem wartości średniej obciążenia z ustaloną wartością współczyn-nika asymetrii cyklu.

Kształt i wymiary próbek do przeprowadzenia badań zmęczeniowych i zmę-czeniowo-korozyjnych przedstawiono na rysunku 3.

Zakłada się różne warianty wymiarów próbki. Średnica jej środkowej części może przyjmować wymiary od 6 do 8 mm. Pozostałe wymiary próbki pozostają każdorazowo takie same. Wynika to z zastosowanych elastycznych uszczelek cylin-dra oraz geometrii uchwytów.



Rys. 3. Kształt i wymiary próbek do badań zmęczeniowych


WYZNACZANIE OBCIĄŻEŃ I NAPRĘŻEŃ W PRÓBCE

W trakcie badania próbkę badanego materiału obciąża się sinusoidalnie zmiennym momentem )(tM przenoszonym za pomocą dźwigni 1. Na rysunku 4. przedstawiono schemat obciążenia próbki momentem )(tM oraz jego rozkład na

składowe: moment gnący )(tM g i moment skręcający )(tM s .

αα

α M (t)g

M (t)s

M(t)

M(t)

Rys. 4. Schemat obciążenia próbki



2 (189) 2012 51

Z rysunku wynika, że:

)()()( 22 tMtMtM sg += , αcos)()( tMtM g = , αsin)()( tMtM s = . (1)

Dla przekroju konkretnej próbki oblicza się wskaźnik wytrzymałości przy zginaniu W oraz wyznacza się naprężenie σ w próbce, stosownie do rodzaju stanu naprężenia ustawianego kątem obrotu α wyskalowanej tarczy 6.

Dla próbki obciążonej wyłącznie momentem gnącym:

00=α , )()( tMtM g= , ( )g

x

M tW

σ = . (2)

Dla próbki obciążonej wyłącznie momentem skręcającym:

090=α , )()( tMtM s= , ( )2

s

x

M tW

τ = . (3)

W przypadku zginania ze skręcaniem zgodnie z hipotezą Hubera-Misesa- -Hencky’ego:

)(75,0)()( 22 tMtMtM sgz += , ( )Z

x

M tW

σ = ; (4)

030=α , )(415)( tMtM z = ; (5)

045=α , )(27

21)( tMtM z ⋅= ; (6)

060=α , )(413)( tMtM z = . (7)

CECHOWANIE PROTOTYPU MASZYNY ZMĘCZENIOWEJ

W celu wycechowania prototypu maszyny zmęczeniowej rozłączono przegu-bowe połączenie dźwigni 1 z cięgnem 10. Następnie na dźwigni w osi przegubu podwieszano obciążniki o różnych masach. Dokonywano każdorazowo rejestracji sygnału z tensometrów umieszczonych na dźwigni. Wykres cechowania pokazano na rysunku 5.



y = 62,344 x - 1,381

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-10 -5 0 5 10

x = masa kg

y = sygnał mV

Rys. 5. Wykres cechowania maszyny zmęczeniowej


Wyznaczono zależność pomiędzy sygnałem z tensometrów w [mV] a masą zawieszanych obciążników w [kg]. Przekształcając tę zależność, otrzymuje się

344623811 ./).y(x += . Znając masę obciążników, można obliczyć wartości momentu siły obciążają-

cego próbkę, ponieważ odległość między środkową częścią próbki a osią przegubu dźwigni jest stała i wynosi 0,22 [m]. Uwzględniając wartość przyśpieszenia ziem-skiego, otrzymuje się zależność momentu siły M wyrażonego w [Nm] od sygnału z tensometrów y rejestrowanego w [mV] :

22081962,344

1,381 y ..M ⋅⋅⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ += .

Zależność ta pozwala na wyznaczenie naprężeń w próbce o danej średnicy stosownie do zależności od (2) do (7). Zmieniając prędkość obrotową wibratora harmonicznego za pośrednictwem falownika 18 sterującego pracą silnika elektrycz-nego 16 oraz dobierając niewyrównoważoną masę obciążnika 13 tarczy 11 można zadać żądaną wartość amplitudy naprężeń w badanej próbce.

W tabeli 1. podano przykładowe wielkości nastawy maszyny zmęczeniowej w zależności od rodzaju obciążenia dla próbki o średnicy 6 mm.


2 (189) 2012 53

Tabela 1. Nastawy maszyny zmęczeniowej dla złożonego stanu obciążenia

Sygnał [mV]

Moment zastępczy

)(tM z [Nm] Naprężenie,

MPa Kąt skręcenia

tarczy α o Rodzaj obcią-żenia próbki

109 117 121 219

3,821 3,833 3,818 7,629

180 181 180 180

0 45 60 90

zginanie zgin.-skręc. zgin.-skręc. skręcanie


PODSUMOWANIE

Oczekuje się, że nowa maszyna zmęczeniowa przyczyni się do lepszego pozna-nia właściwości materiałów konstrukcyjnych stosowanych w warunkach obciążeń dynamicznych z równoczesnym oddziaływaniem środowiska aktywnego chemicznie.

Wyniki nowych badań, uzyskane na tym unikatowym stanowisku, mogą w szczególności podnieść bezpieczeństwo i niezawodność elementów konstrukcji morskich, w tym elementów jednostek pływających.

BIBLIOGRAFIA

[1] Ballard P., Dang Van K., Deperrois A., Papadopoulos Y. V., High cycle fatigue and a finite element analysis, ‘Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures’, 1995, Vol. 18, pp. 397–411.

[2] Banvillet A., Palin-Luc T., Lasserre S., A volumetric energy based high cycle multiaxial fatigue criterion, ‘Int. Journal of Fatigue’, 2003, Vol. 25, pp. 755–769.

[3] Brown M. W., Miller K. J., Biaxial and Multiaxial Fatigue, MEP, London 1989. [4] Carpinteri A., Spagnoli A., Multiaxial high-cycle fatigue criterion for hard

metals, ‘Int. Journal of Fatigue’, 2001, Vol. 23, pp. 135–145. [5] Carpinteri A., Spagnoli A., Vantandori S., A multiaxial fatigue criterion for

random loading, ‘Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Struc-tures’, 2003, Vol. 26, pp. 515–522.

[6] Constantinescu A., Dang Van K., A Global Computational Approach in Engi-neering Problems Identification and Fatigue, Lecture Notes 10, IPPT PAN and CoE AMAS, Warsaw 2004.



[7] Constantinescu A., Dang Van K., Maitournam M. H., A unified approach for high and low cycle fatigue based on shakedown concept, ‘Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures’, 2003, Vol. 26, pp. 561–568.

[8] Dang Van K., Unified fatigue modelling for structural applications based on a mul-tiscale approach and shakedown hypothesis, Workshop: Optimal Design, Labora-toire de Mécanique des Solides, Ecole Polytechnique Palaiseau, France, 2003.

[9] Dowling N. E., Mechanical Behaviour of Materials, Prentice-Hall Int. Editors Inc., Engelwood Cliffs, 1993.

[10] Ekberg A., Lecture Notes: Multiaxial high cycle fatigue, http://www.am.chalmers.se/ %7Eanek/teaching/fatfract/.

[11] Jaworski A., Podstawy mechaniki ciała stałego, Oficyna Wydawnicza Poli-techniki Warszawskiej, Warszawa 1999.

[12] Kyzioł L., Garbacz G., Urządzenie do wyznaczania trwałości materiałów kon-strukcyjnych szczególnie narażonych na korozję, Akademia Marynarki Wojen-nej, patent nr 210017, 24.11.2011.

[13] Niezgodziński M. E., Niezgodziński T., Obliczenia zmęczeniowe elementów maszyn, PWN, Warszawa 1973.

[14] Sines G., Behaviour of metals under complex static and alternating stresses, [in:] Metal Fatigue, McGraw Hill, New York 1959.

S T A N D T O T E S T F A T I G U E S T R E N G T H O F C O N S T R U C T I O N M A T E R I A L S

W I T H R E G A R D T O C O M P L E X S T R E S S S T A T E S E X P O S E D

T O C O R R O S I O N - P R O D U C I N G L I Q U I D

ABSTRACT

The paper presents an account and principle of operation of a test stand used to deter-mine stability of construction materials exposed to corrosion. The investigations were carried out on samples in the ambient atmosphere and in corrosion environment. Materials used mainly in elements of maritime structures were employed, including elements of floating platforms. The machine for fatigue investigations is an example of a device which was patented.

Keywords: fatigue investigations, machine for fatigue investigations, bending with torsion.


55

A n t o n i I s k r a J a r o s ł a w K a ł u ż n y M a c i e j B a b i a k K o n r a d M a r s z a ł k o w s k i P o l i t e c h n i k a P o z n a ń s k a

INNOWACYJNA KONSTRUKCJA UTLENIAJĄCEGO REAKTORA KATALITYCZNEGO

UWZGLĘDNIAJĄCA UDZIAŁ WĘGLOWODORÓW W SPALINACH

STRESZCZENIE

Obserwowany wzrost świadomości ekologicznej leży u podstaw inicjatyw mających na celu prawne zagwarantowanie ograniczenia uciążliwości dla środowiska wszelkich pojazdów z silnikami spalinowymi. Zaostrzenie norm emisji spalin wymusza poszukiwanie nowych rozwią-zań technicznych, szczególnie w zakresie układów oczyszczania spalin. W artykule przedstawiono koncepcję utleniającego reaktora katalitycznego z użyciem nanomateriałów. Naniesienie nanorurek węglowych na standardowy nośnik ceramiczny umożliwia zwiększenie powierzchni kontaktu warstwy katalitycznej ze spalinami przy ograniczeniu ilości kosztownego metalu szlachetnego zastosowanego do produkcji reaktora. Przedstawione w artykule wyniki badań emisji spalin przeprowadzonych na nowoczesnym silniku pojazdu użytkowego o zapłonie samoczynnym, z zastosowaniem opisanego innowacyjnego reaktora katalitycznego, potwierdzają możliwość uzyskania wymienionych wyżej, teoretycznie przewidzianych korzyści.

Słowa kluczowe: utleniający reaktor katalityczny, nanorurki węglowe.

WSTĘP

Nanotechnika powszechnie uważana jest za jedną z kluczowych technik XXI wieku. Jej szczególna pozycja wynika z niektórych wyjątkowych właściwości nanomateriałów — mechanicznych, elektrycznych, cieplnych i optycznych, zupełnie



odmiennych od właściwości konwencjonalnych materiałów konstrukcyjnych. Na-nomateriały węglowe tworzą sieci krystaliczne o skrajnie ograniczonej koncentracji defektów. Zorganizowaną strukturę krystaliczną wytworzoną przez atomy węgla ułożone w płaszczyźnie tworzącej grafen przedstawiono na rysunku 1., obok sche-matycznie zaprezentowano wszystkie odmiany alotropowe węgla. Zrolowany grafen tworzy nanorurkę węglową. Literatura dostarcza ciekawych przykładów zastosowań nanorurek [1, 4, 5], również do budowy reaktorów katalitycznych umożliwiających konwersję gazów [2].

Rys. 1. Struktura grafenu na tle pozostałych odmian alotropowych węgla (a — h, z prawej)

Źródło: opracowanie własne. Autorzy niniejszego artykułu uznali, że celowe jest sprawdzenie przydatności

nanorurek węglowych zastosowanych jako nośnik reaktora katalitycznego w ukła-dzie wylotowym silnika spalinowego.

BADANIA WSTĘPNE PROTOTYPU REAKTORA NANORURKOWEGO W WARUNKACH HAMOWNI SILNIKOWEJ

Autorzy zbudowali reaktor badawczy, którego bazę stanowi standardowy no-śnik ceramiczny, na który naniesiono pełniące funkcję warstwy pośredniej nanorurki, ostatecznie pokryte punktowo nanocząstkami platyny o średnicy 4 nm. Do reaktora badawczego kierowana jest jedynie część strumienia spalin, co wynika z jego ogra-niczonej średnicy wynoszącej 84 mm, przy długości nośnika równej około 20 mm i gęstości kanalików wynoszącej 400 cpsi. Badawczy reaktor katalityczny nanorurkowy

Innowacyjna konstrukcja utleniającego reaktora katalitycznego…

2 (189) 2012 57

przygotowano w Katedrze Techniki Cieplnej Politechniki Poznańskiej w ramach mię-dzynarodowej współpracy z Boston College w USA oraz Hahn-Meitner-Institut w Berlinie. Typowy obraz powierzchni aktywnej prototypowego reaktora pokazany jest na rysunku 2. Bliższe informacje dotyczące procesu wzrostu rurek węglowych można znaleźć w publikacji K. Kempy [3].

Badania stopnia konwersji wybranych składników toksycznych spalin przepro-wadzone zostały w laboratorium zakładu silników spalinowych. Do badań wykorzysta-no silnik Volkswagen TDI o kodzie AXE. Badanie składu spalin przeprowadzono za pomocą analizatora spalin TESTO 360. Widok hamowni silnikowej z silnikiem Volkswagen TDI, analizatorem spalin TESTO oraz reaktorem badawczym przed-stawiono na rysunku 3.

Zbudowany badawczy reaktor katalityczny z nanorurkową warstwą pośred-nią nie może oczywiście być traktowany jako w pełni funkcjonalne urządzenie, o cechach umożliwiających zastosowanie go w istniejącej formie w produkowanych samochodach. Zarówno stopień konwersji spalin, jak i opór przepływu miałyby nieakceptowane wartości chociażby ze względu na ograniczone gabaryty nośnika. Autorom zależało jednak na sprawdzeniu, czy zbudowany reaktor w ogóle działa, a także wyciągnięciu pierwszych wniosków.

Rys. 2. Nanorurki węglowe (CNT) pokryte nanocząstkami platyny (Pt) —

rzeczywisty obraz powierzchni kontaktu ze spalinami prototypowego reaktora, uzyskano go za pomocą mikroskopu skaningowego




Rys. 3. Hamownia silnikowa, stanowisko do badań konwersji reaktora katalitycznego

Źródło: zdjęcie wykonane przez autorów.

Wstępne badania, których wyniki prezentowane są w tabeli 1., przeprowadzo-no dla kilku punktów pracy silnika w zakresie najczęściej występujących w przecięt-nych warunkach eksploatacji obciążeń. W przyjętej koncepcji badań strumień spalin po opuszczeniu silnika ulegał rozdzieleniu na dwie części — przepływającą przez reaktor badawczy i przez standardowy reaktor utleniający stosowany przez produ-centa silnika. Pomiarów składu spalin w zakresie stężeń CO dokonano przed reakto-rami oraz równolegle za reaktorem badawczym i reaktorem standardowym.

Tabela 1. Stopień konwersji reaktorów badawczych

Źródło: opracowanie własne. Przedstawione w tabeli 1. wyniki uzyskano dla reaktora badawczego złożone-

go z trzech segmentów oznaczonych w badaniach kodami E-D-C, o średnicy 84 mm i łącznej długości równej około 69 mm. Prezentowane wyniki pomiarów stopnia konwersji tlenku węgla są w zakresie średnich obciążeń silnika lepsze niż w przy-padku reaktora standardowego.

Kolejny punkt pracy silnika

Prędkość obrotowa

silnika

Dawka paliwa

Temperatura spalin za turbiną

Ciśnienie absolutne

za sprężarką

CO przed reaktorem

CO za reaktorem

bad./ standard.

– [obr/min] [mg/wtrysk] [°C] [mbar] [ppm] [ppm] 1 2000 25 451 1560 85 14/15 2 2000 15 388 1245 178 4/5 3 800 6 118 1050 128 115/5


2 (189) 2012 59

TEST NEDC DLA NANORURKOWEGO REAKTORA PEŁNEGO PRZEPŁYWU

Badania przeprowadzono na samochodzie Fiat Panda MultiJet z silnikiem 1,3 SDE. Integralną część silnika stanowi reaktor katalityczny typu close-coupled. Badania emisji związków szkodliwych spalin wykonano zgodnie z wymogami Regu-laminu EKG ONZ 83.05/B oraz Dyrektywy 70/220/EWG z późniejszymi zmianami, aż do Dyrektywy 203/76/WE w zakresie Próby Typu I według testu jezdnego NEDC.

Na rysunku 5. przedstawiono analizę modalną emisji spalin podczas poza-miejskiej części testu NEDC, od 800 sekundy od chwili uruchomienia zimnego sil-nika. Na wykresie przedstawiono przykładowo emisję węglowodorów, oddzielnie dla reaktora badawczego i standardowego oraz emisję przed reaktorem.

Wyniki testu w warunkach hamowni podwoziowej potwierdzają spostrzeżone wcześniej prawidłowości. Reaktor badawczy zaczyna obniżać emisję HC dopiero w końcowej części testu, około 1030 sekundy od rozruchu silnika, po przekroczeniu prędkości jazdy 70 km/h. Reaktor oryginalny utlenia związki zawarte w spalinach od samego początku testu NEDC i dlatego w całym teście umożliwia osiągnięcie stopni konwersji przynajmniej czterokrotnie wyższych od reaktorów nanorurkowych.

Rys. 5. Emisja HC podczas fazy EUDC testu NEDC dla samochodu FIAT Panda 1,3 Multijet

z zamontowanymi kolejno różnymi wersjami reaktorów katalitycznych




WNIOSKI

W artykule przedstawiono wyniki wstępnych pomiarów stopnia konwersji reaktora katalitycznego utleniającego, powstałego przez pokrycie standardowego nośnika ceramicznego warstwą nanorurek, na które naniesiono punktowo cząstki platyny o średnicy od 2,5 do 5 nm. Wykorzystano tym samym właściwość nanoru-rek polegającą na szczególnie korzystnym stosunku pola powierzchni do zajmowa-nej objętości, pozwalającą zwiększyć powierzchnię kontaktu katalizatora, którym jest platyna ze spalinami. Zaproponowano radykalne zmniejszenie ilości platyny naniesionej na ścianki reaktora — każdy z badanych nośników reaktorów nanorur-kowych pokryty był platyną w ilości nieprzekraczającej 20 mg, przy czym współ-czesne standardowe reaktory utleniające zawierają około 3 g platyny.

W licznych seriach badawczych, przeprowadzonych na różnych silnikach, w różnych laboratoriach, potwierdzono, że zaproponowany reaktor nanorurkowy może w pewnych warunkach zapewniać stopnie konwersji porównywalne z reakto-rami oryginalnymi nowoczesnych silników. Jednocześnie reaktor, w zaproponowa-nej pierwotnej postaci, wykazuje niekorzystne cechy niskotemperaturowe.

Sukcesem opisanego projektu jest wykazanie, że nanorurki węglowe mogą stanowić element struktury reaktora katalitycznego i nie ulegają zniszczeniu w nor-malnych warunkach pracy reaktora. W ocenie autorów uzyskane wyniki potwierdzają teoretycznie przewidziane korzyści wynikające z opisanego zastosowania nanomate-riału i stanowią pierwszy krok w procesie optymalizacji.

BIBLIOGRAFIA

[1] Gebhard A., Knör N., Haupert F., Schlarb A., Nanopartikelverstärkte Hochle-istunsthermoplaste für extreme tribologische Belastungen im Automobilbau, ‚Tribologie und Schmierungstechnik’, 2008, No 4.

[2] Jing Li, Cinke M., Wignarajah K., Fisher J., Partridge H., Impregnation of Catalytic Metals in Single-Walled Carbon Nanotubes for Toxic Gas Conversion in Life Support System, SAE, 2004-01-2492.

[3] Kempa K., Photonic crystals based on periodic arrays of aligned carbon nano-tubes, NANO LETTERS 3 1, 2003, pp. 13–18.

[4] Mazurkiewicz A., Nanonauki i nanotechnologie. Stan i perspektywy rozwoju, Wydawnictwo Instytutu Technologii Eksploatacji — PIB w Radomiu, 2007.

[5] Verpoort C., Schlaefer T., Thermal Spraying of Nano-Crystalline Coatings for Al-Cylinder Bores; SAE 2008-01-1050.


2 (189) 2012 61

I N N O V A T I V E D E S I G N O F O X I D I Z I N G C A T A L Y T I C C O N V E R T E R W H I C H T A K E S I N T O C O N S I D E R A T I O N H Y D R O C A R B O N S

F R A C T I O N I N T H E E X H A U S T G A S

ABSTRACT

The rise in ecological awareness underlines the initiatives which aim at providing legal guarantee for limitation of negative effect of all internal combustion engine vehicles on the natural environment. More restrictive emissions standards require a search for new technological solu-tions and designs especially in the field of exhaust gas purifying systems. The paper presents a concept of new oxidizing catalytic converter based on nanomaterials. The carbon nanotubes coating of the standard ceramic carrier allows increasing the contact area of exhaust gas with catalytic layer while reduction of the noble metals used to build a reactor. The results of experimental investigations, presented in the paper, which were carried out on modern vehicle CI engine with the innovative catalytic converter confirm the possibility of obtaining the theoretical benefits mentioned above.

Keywords: oxidizing catalytic converter, carbon nanotubes.


63

W o j c i e c h J u r c z a k A k a d e m i a M a r y n a r k i W o j e n n e j

K r z y s z t o f D u d z i k A k a d e m i a M o r s k a w G d y n i

O D P O R N OŚĆ K O R O Z Y J N O - N A P RĘŻE N I O W A I Z MĘC Z E N I O W O - K O R O Z Y J N A

O K RĘT O W Y C H S T O P Ó W A L U M I N I U M I I C H S P A W A L N OŚĆ

STRESZCZENIE

W artykule przedstawiono wyniki badań właściwości mechanicznych i odporności koro-zyjnej dla osiowego rozciągania (korozja naprężeniowa) i zginania obrotowo-giętnego (korozja zmęczeniowa) stopów aluminium serii 5xxx i 7xxx stosowanych na konstrukcje okrętów. W siłach Polskiej Marynarki Wojennej eksploatowano siedem szybkich kutrów torpedowych w całości wy-konanych ze stopów serii 5xxx, a obecnie w składzie sił NATO eksploatowana jest polska korweta projektu 240 z nadbudówką wykonaną ze spawalnego stopu 7020. Stopy serii 7xxx mają wysokie właściwości wytrzymałościowe, ale mniejszą odporność korozyjną od stopów 5xxx. Zaprezento-wano wyniki badań spawalności tych stopów oraz podano wyniki badań najnowszego stopu 7020M w aspekcie wytrzymałości zmęczeniowej i odporności korozyjnej jako alternatywy dla dotychczas stosowanych stopów aluminium.

Słowa kluczowe: odporność korozyjna, korozja naprężeniowa, korozja zmęczeniowa, okrętowe stopy aluminium, spawalność.

WSTĘP

Polski przemysł stoczniowy w przeszłości podejmował wiele wyzwań przy projektowaniu i budowie nowych jednostek pływających przeznaczonych do działań militarnych. Pod koniec lat pięćdziesiątych po zakończeniu prac projektowych



rozpoczęto budowę kutra torpedowego z kadłubem wykonanym ze stopu 5019 (AlMg5Mn-PA20) i nadbudówką ze stopu 5086 (AlMg4Mn). Wówczas te stopy posiadały najlepsze cechy materiału lekkiego o dobrych właściwościach mechanicz-nych i odporności korozyjnej. Z końcem lat siedemdziesiątych podjęto się budowy korwety (dozorowca) z nadbudówką ze stopu aluminium o długości 40 m. Jednostka ta była dwukrotnie większa i miała dziesięciokrotnie większą wyporność od wspo-mnianego kutra torpedowego. W obu przypadkach były to wielkie i ambitne wy-zwania projektowe, które tylko częściowo zwieńczył sukces. Kutry torpedowe o doskonałych parametrach taktyczno-technicznych [3] miały szanse powodzenia, gdyby na uzbrojenie marynarki wojennej nie wprowadzono broni rakietowej, która wyeliminowała torpedy, a tym samym okręt tego typu. Kilkuletnie użytkowanie tych okrętów nie odbywało się bez problemów eksploatacyjnych w postaci pęknięć zmę-czeniowych, które były wynikiem dużych obciążeń eksploatacyjnych (prędkość maks. 55 węzłów przy wyporności 60 t i 25 m długości) podczas działań z użyciem uzbrojenia.

W innym aspekcie można dokonać oceny „sukcesów” budowy korwety, któ-ra jako prototyp jest eksploatowana do dnia dzisiejszego (prędkość maks. 26 węzłów przy wyporności 900 t i 83 m długości). Jednostka, będąca doświadczalną, umożli-wia w oparciu o jej eksploatację uwzględnianie poprawek do budowy kolejnych jednostek tego typu. Jednakże szereg nieprzewidzianych okoliczności spowodowało naruszenie konstrukcji kadłuba, a w rezultacie znaczne wytężenie elementów kon-strukcyjnych wykonanych ze stopu aluminium. Wymusiło to na pracowniach AMW w latach dziewięćdziesiątych badania nad modyfikacją zastosowanego stopu 7020, w którym upatrywano niską odporność korozyjną, szczególnie złączy spawanych. Poddanie w szerokim zakresie badaniom wytrzymałościowym i korozyjnym stopów metali stosowanych na konstrukcje okrętowe, ale i pozostałych materiałów, jest podstawowym wymogiem towarzystw klasyfikacyjnych.

W artykule przedstawiono wyniki badań dla wspomnianych stopów alumi-nium i ich złączy spawanych. Jednym z głównych problemów, który należałoby rozwiązać przy budowie kutra, są obliczenia wytrzymałości spawanego kadłuba. Obecnie problem ten w zakresie oceny bezpieczeństwa spawanych konstrukcji alu-miniowych umacnianych zgniotem jest opisany procedurą [9]. W okrętownictwie szeroko stosuje się stopy serii 5xxx, których podwyższenie właściwości wytrzyma-łościowych materiału rodzimego uzyskuje się poprzez zgniot na zimno [6, 7, 10]. Jednak oddziaływanie temperatury przy spawaniu takich stopów powoduje degradację wytrzymałościową w obszarze SWC do właściwości materiału w stanie miękkim (oko-ło 20–30%). Te specyficzne zjawiska, zwłaszcza dla stopów aluminium, szczególnie

Odporność korozyjno-naprężeniowa i zmęczeniowo-korozyjna…

2 (189) 2012 65

objawiają się dla spawanych konstrukcji stalowych. Sformalizowane w eurokodach procedury obliczeniowe uwzględniają jakościowe zmiany w metodach projektowa-nia takich aluminiowych konstrukcji. Klasyczny model ustroju z idealnego materiału liniowo sprężystego i bez imperfekcji został zastąpiony modelem ustroju sprężysto- -plastycznego z imperfekcjami geometrycznymi lokalnymi i globalnymi [11]. Jako-ściowe zmiany w analizie nośności są szczególnie widoczne dla spawanych kon-strukcji aluminiowych w strefie wpływu ciepła (SWC) [14]. Destrukcji termicznej nie podlegają stopy aluminium w stanie wyżarzonym O, surowym F oraz wyżarzo-nym i lekko umocnionym H111 [6].

Dwa elementy konstrukcji okrętowej decydują nie tylko o parametrach techniczno-taktycznych, ale także o zdolności bojowej okrętu — to kadłub i nadbu-dówka. Konstrukcje tych elementów i przede wszystkim rodzaj materiału zastoso-wanego na nie ma wpływ na późniejszą jego eksploatację. Zasadnicza różnica dla rozpatrywanych okrętów była w konstrukcji kadłuba i rodzaju materiału. Kadłub korwety wykonany jest ze stali kadłubowej, natomiast na nadbudówki obu okrętów zastosowano stopy aluminium.

KONSTRUKCJA KADŁUBA

Kadłuby okrętowe buduje się systemem sekcyjnym jako konstrukcje spawane. Technologia łączenia, spajania elementów kadłuba zależy od materiału konstrukcyj-nego. Inną technologię spawania stosuje się dla stali kadłubowej, z której wykonano kadłub korwety, a inną do spawania stopu aluminium wymagającą spawania w osłonie gazów obojętnych (TIG, MIG), jak to miało miejsce dla kadłuba kutra torpedowego.

Gęstość stopów aluminium jest trzykrotnie mniejsza niż stali. Ich właściwo-ści, takie jak amagnetyczność, wysoki współczynnik wytrzymałości względnej R0,2/ρ, dobra odporność na korozję w wodzie i atmosferze morskiej, dobra spawal-ność oraz dobra odporność udarowa także w niskich temperaturach, zdecydowały o powszechności zastosowania tych materiałów w światowym budownictwie okrę-towym [6, 7].

Zbudowany ze stopu aluminium kadłub kutra torpedowego charakteryzował się między innymi tym, że średni odstęp międzywręgowy wynosił około 620 mm, a odległość między wzdłużnikami nie przekraczała 300 mm (rys. 2.). Eksploatacja ku-trów pokazała, że na poszyciach ich kadłubów pojawiły się obszary materiału o podwyższonej wytrzymałości otoczone poprzecznymi i wzdłużnymi pasami o obniżonej wytrzymałości. Metodyka obliczeń konstrukcji o zmiennej wytrzymałości dla tego



typu rozwiązań nie była jeszcze w sposób jednoznaczny rozpracowana i dlatego podstawowy problem wynikał z braku wiedzy, które z wartości przyjąć do obliczeń i czy istnieją korelacje między tymi wartościami. Innym problemem, który nie był zapewne do końca rozwiązany, okazały się przeciążenia dynamiczne o wartościach przekraczających w warunkach ekstremalnych 9 g i ich wpływ na prace projektowe oraz późniejszą eksploatację okrętu [16].

Kadłub kutra zbudowano systemem sekcyjnym jako konstrukcję prawie cał-kowicie spawaną, z wyjątkiem ułożyskowania wałów, sterów wychodzących z ka-dłuba i wsporników wałów śrubowych (rys. 1a), które połączono metodą nitowania. Do wykonania konstrukcji podstawowej kadłuba kutra zastosowano blachy ze stopu 5019 H24 (umocnionego przez zgniot na zimno). Na etapie wyboru materiału na kadłub oceniano między innymi jego odporność na erozję kawitacyjną [10]. Poszy-cie denne i stępka płaska miały grubość 6 mm, a burty 5 mm. Usztywnienia wzdłuż-ne wykonywane były z płaskowników wycinanych z blachy w stanie utwardzonym oraz wyginane z blachy w stanie utwardzonym. Zastosowanie kątowników giętych z blach umocnionych przez zgniot wynikało z faktu, że wszystkie kształtowniki wytłaczane jako półfabrykaty miały wytrzymałość materiału w stanie miękkim, co mogło przyczynić się do obniżenia ogólnej wytrzymałości kadłuba (rys. 2a, b).

a) b)

Rys. 1. Konstrukcja okrętów projektu: a) nr 663 — kutra torpedowego; b) nr 620 — korwety ZOP (dozorowiec)

Źródło: M. Wińcza, Polskie kutry torpedowe z kadłubami ze stopów aluminium, „Przegląd Spawalnictwa”, 2010.

Grodzie kutra wykonano z blach o grubości 3–6 mm, w zależności od ich położenia wewnątrz kadłuba. Kadłub był podzielony 35 grodziami na siedem prze-działów wodoszczelnych z gwarancją niezatapialności jednoprzedziałowej.


2 (189) 2012 67

a) b)

Rys. 2. Konstrukcja kadłuba kutra torpedowego proj. 6333:

a) układ wiązań ramowych rufowej części; b) przedział siłowni z widocznym fundamentem pod turbinę i wzmocnienie burt oraz dna

Źródło: M. Wińcza, Polskie kutry torpedowe z kadłubami ze stopów aluminium, wyd. cyt.

Rodzaj spawania w osłonie gazów obojętnych był dostosowany do typu spoin (czołowe lub pachwinowe). Czołowe spoiny zewnętrzne (od strony wody) wykony-wane były metodą TIG (ze względu na mikroporowatość spoin wykonywanych meto-dą MIG), a pozostałe spoiny pachwinowe wewnątrz nadbudówki wykonano metodą MIG. Wiele trudności przyniosło opanowanie pękania spoin pachwinowych (głów-nie w kraterach) szczególnie w pierwszej serii kadłubów. Opanowano je poprzez nawiercanie i wycinanie kraterów.

KONSTRUKCJA NADBUDÓWKI

Technologia spawania aluminiowych nadbudówek opisywanych okrętów różniła się w szczegółach i była wynikiem upływu prawie dwudziestu lat w udosko-nalaniu technologii spawania omawianych stopów [2, 5, 7]. Nadbudówka kutra tor-pedowego wykonana z blach ze stopu 5086 (AlMg4Mn) o grubości 3 mm rozciągała się między 8. a 26. wręgiem w kierunku rufy. Blachy o wymiarach 8000 x 1500 mm przed dalszym przetwarzaniem (gięcie, cięcie i spawanie) podlegały dekonserwacji i prostowaniu. Średnio zużywano około 45 t blachy i kształtowników na jeden okręt, co obecnie może świadczyć o kosztowności budowy. Spawanie blach ze stopów aluminiowych poprzedzone było zmechanizowanym ukosowaniem krawędzi, a kształ-towanie odbywało się na specjalnie do tego celu wykonanej prasie hydraulicznej.



Sekcje płaskie były spawane na zaprojektowanym i wykonanym w stoczni stanowi-sku z dociskami hydraulicznymi. Maksymalna siła docisku wynosiła ~50 kN/mb. Wszystkie spoiny podlegały kontroli radiologicznej, która nie lokalizowała podsta-wowej wady w spoinach, jaką były tlenki, na których w czasie eksploatacji okrętu zarodkowały pęknięcia zmęczeniowe. Wysoki współczynnik przewodności cieplnej aluminium i jego stopów był powodem deformacji spawanych elementów konstrukcji, które eliminowano przez docisk. Odrębnym problemem, trudnym do wyeliminowania, okazały się deformacje względnie cienkiego poszycia kadłuba, wywołujące naprę-żenia znacznie przewyższające wartości dopuszczalne.

Dla jednostek pływających z dużymi prędkościami, ponad 100 km/h, nie-równości występujące na powierzchniach stykających się z wodą w sposób zasadniczy wpływają na obniżenie parametrów eksploatacyjnych. W tym przypadku niemożliwe było przeniesienie metod prostowania — stosowanych w stoczni na konstrukcjach stalowych (grzanie palnikami) — ze względu na specyficzne własności stopów alumi-nium (duża przewodność i szybkość rozprzestrzeniania się ciepła). Dopiero wprowa-dzenie palnika gazowego z blokadą wodną i zastosowanie nagrzewania łukiem elektrycznym (bez roztapiania powierzchni) pozwoliło na opanowanie sytuacji, wprowadzało jednak do konstrukcji dodatkowe strefy o obniżonej wytrzymałości.

Ten sam problem pojawił się dwadzieścia lat później, gdy po feralnym wo-dowaniu w stoczni zastosowano niewłaściwą technologię prostowania konstrukcji korwety (rys. 1b). Prostowanie konstrukcji stalowej kadłuba korwety było wykonane mało dokładnie, czego dowodem jest brak możliwości wycentrowania linii wałów (drgania całej konstrukcji przy określonych prędkościach), ale główny błąd popełniono przy prostowaniu konstrukcji nadbudówki. Niekontrolowana temperatura nagrzewania przekraczająca dopuszczalną (200–230°C) spowodowała zmianę struktury stopu na dużych powierzchniach arkuszy. Efektem tego była intensywna korozja warstwowa nawet w środku dużych powierzchni blach poszycia wewnątrz nadbudówki [7].

Wysokowytrzymały stop 7020, z którego wykonano nadbudówkę, miał za-pewnić poprzez trzykrotnie mniejszy ciężar w stosunku do stali lepsze warunki sta-tecznościowe (wysokość metacentryczna), dobrą odporność na korozję i właściwości mechaniczne porównywalne do właściwości stali kadłubowej zwykłej wytrzymało-ści. Niedopracowana technologia spawania stopu aluminium i przede wszystkim technologia prostowania [7, 8] w praktyce eksploatacyjnej spowodowały intensywną korozję i ubytki materiałowe oraz wzrost naprężeń wywołujących pęknięcia. W warunkach laboratoryjnych poddano ten stop i jego modyfikację (7020M) bada-niom odporności korozyjnej i porównano ze stopami serii 5xxx (Al-Mg), z których wykonano między innymi nadbudówkę i kadłub kutra torpedowego. Jednokadłubowa


2 (189) 2012 69

konstrukcja kadłuba kutra torpedowego typu ślizgowego wynikała z zakładanych pręd-kości pływania, przy ekstremalnym stanie morza 7–8 stopni i sile wiatru do 12 stopni w skali Beauforta.

PROBLEMY EKSPLOATACYJNE

W trakcie eksploatacji kutra torpedowego projektu 633 pojawiło się wiele pro-blemów spowodowanych wadami i niedociągnięciami projektowo-wykonawczymi. Silniki przy prędkościach szczytowych generowały bardzo wysoki poziom hałasu (115–131 dB) we wszystkich pomieszczeniach okrętu, znacznie przekraczający war-tości dopuszczalne. Deformacja poszycia kadłuba, szczególnie części dziobowej, świadczyła o bardzo wysokim poziomie przeciążeń, znacznie przekraczających pro-jektowe wartości dopuszczalne wynoszące 9 g. Brak właściwej amortyzacji posa-dowienia silników był przyczyną silnych drgań i wibracji kadłuba. Te efekty na krótkiej, sztywnej konstrukcji powodują liczne pęknięcia i konieczność częstej kon-troli konstrukcji kadłuba i nadbudówki. Wprowadza to dyskomfort dla załogi. Nawet zmniejszenie prędkości pływania przy stanie morza 5°B powodowało liczne pęknię-cia kadłuba [13]. Problemy te były wynikiem nie tylko błędów projektowych, ale głównie następstwem złej jakości prac stoczniowych, zwłaszcza spawalniczych.

Podobne problemy występują podczas eksploatacji korwety. Obecna jej eksploatacja to ciągła doraźna lub stoczniowa regeneracja konstrukcji nadbudówki ze stopu aluminium powodowana pęknięciami spoin i korozją SWC. Wyraźna koro-zja elektrochemiczna na połączeniach nitowanych (rys. 3a) między stalową zrębnicą i nadbudówką ze stopu aluminium była powodem wymiany na dużym obwodzie nadbudówki połączenia nitowanego na połączenie zgrzewane wybuchowo (rys. 3b — c).

a) b) c) d)

Rys. 3. Stan po przeszło dwudziestoletniej eksploatacji korwety: a) połączenie stalowego kadłuba z nadbudówką ze stopu aluminium korwety proj. 620 — pęknięcia korozyjne w obszarze połączenia nitowanego; b) połączenie zgrzewane wybuchowe stal — stop aluminium; c, d) nowe połączenie

wybuchowe stalowej zrębnicy kadłuba z aluminiową nadbudówką ze stopu aluminium Źródło: Projekt badawczy NN 509 482438 (zdjęcia zrobiono podczas dokowania stoczniowego).

stalowy kadłub

aluminiowa nadbudówka



WYNIKI BADAŃ

Współczesny wysokowytrzymały stop 7020, z którego wykonano nadbu-dówkę korwety projektu 620, miał zapewnić redukcję ciężaru w stosunku do stali, dobrą odporność na korozję i dobre właściwości mechaniczne. Niewłaściwa techno-logia prostowania i niedopracowana technologia spawania tego stopu aluminium w warunkach stoczniowych spowodowała podczas eksploatacji intensywną korozję i ubytki materiałowe. Zmienne obciążenia, jakim podlega kadłub, spowodowały koncentrację naprężeń, które doprowadziły do licznych pęknięć. Intensywne wibra-cje linii wałów przenoszone szczególnie na konstrukcje nadbudówki w połączeniu z udarowym oddziaływaniem podczas wykorzystania uzbrojenia były kolejną przy-czyną pęknięć. Eliminację tych niekorzystnych efektów rozpoczęto od modyfikacji materiału konstrukcyjnego, zmieniając jego skład chemiczny (zwiększono zawartość Zn + Mg > 5,5 oraz wprowadzono dodatki Cr i Zr). W warunkach laboratoryjnych poddano ten stop i jego modyfikację 7020M badaniom odporności korozyjnej i po-równano ze stopem 5019 zastosowanym na konstrukcję kutra torpedowego.

Tabela 1. Właściwości mechanicznie i odporność korozyjna stopów aluminium 7020M, 7020 oraz 5019

Odporność na korozję w atmosferze

morskiej w wodzie morskiej Statyczne właściwości

mechaniczne 10-3s-1

korozja w komorze

solnej

korozja naprężeniowa dla t = 1500 h

i poziomu naprężenia rozciągającego σo = 0,8 R0,2

korozja zmęczeniowa przy zginaniu

obrotowo-giętnym dla f = 50 Hz

i N cykli zmęczeniowych

Rm R0,2 A5 KRm KA5 Rm’ R0,2’ A5’ powietrze

N = 105 N = 106 3% NaCl

N = 105 N = 106

Stop aluminium

MPa MPa % % % MPa MPa % Zgo

MPa Zgo

MPa Zgok MPa

Zgok MPa

7020M T6xx* 443 397 9,8 4,7 36 426 377 2,9 236 175 224 134

7020 T6xx* 372 317 16 4,4 30 339 305 8 233 180 226 160

5019 u = 0,6** 273 166 23 – – – – – 192 143 177 129

* obróbka cieplna stopów serii 7xxx (Al-Zn-Mg) — T6xx — przesycanie –450°C/1.5 h (430°C/45’), studzenie w gorącej wodzie 80°C i dwustopniowe sztuczne starzenie 20°C/6 dni + sztuczne starzenie: 95°C/15 h + 150°C/10 h ** u = 0,6 — stopień umocnienia

Źródło: W. Jurczak, Wpływ składu chemicznego i obróbki cieplnej na własności mechaniczne i odporność korozyjną stopów układu Al-Zn-Mg przeznaczonych na spawane konstrukcje okrętowe, PG, Gdańsk 1997; projekt badawczy nr 4824/T02/2010/38.


2 (189) 2012 71

Stopień obniżenia właściwości mechanicznych badanych złączy spawanych stopów aluminium wyznaczono z równań:

n

KmR

1= Σ %100

mo

mkmo

RRR − ; (1)

n

K A1

= Σ 100%0

0

AAA k− , (2)

gdzie: Rmo — wytrzymałość na rozciąganie przed ekspozycją korozyjną; Rmk — wytrzymałość na rozciąganie po ekspozycji korozyjnej; n — liczba próbek; Ao — wydłużenie plastyczne materiału przed ekspozycją korozyjną; Ak — wydłużenie plastyczne materiału po ekspozycji korozyjnej; KRm — średnie procentowe zmniejszenie wytrzymałości na rozciąganie po ekspozycji

korozyjnej; KA — średnie procentowe zmniejszenie wydłużenia plastycznego po ekspozycji

korozyjnej.

Materiały rodzime rozpatrywanych stopów wykazują znaczne różnice wła-ściwości mechanicznych. Z tabeli 1. wynika, że duża dysproporcja (100–200 MPa) we właściwościach wytrzymałościowych występuje między stopem 5019 (hydrona-lium) a stopem 7020 oraz jego modyfikacją 7020M (konstruktale). Fakt ów powodu-je, że właściwości plastyczne (A5) tych wysokowytrzymałych stopów są niższe, ale mieszczą się w dopuszczalnych granicach „Przepisów Budowy Okrętów” i „Przepi-sów Polskiego Rejestru Statków”. Badania dowiodły, że dodatki Cr i Zr wpłynęły na polepszenie jego właściwości [1].

Wytrzymałość zmęczeniową materiału konstrukcji kadłuba i nadbudówki pod-czas eksploatacji, czyli pracy okrętu na fali, określa się w warunkach laboratoryjnych poprzez przeprowadzanie badań dotyczących między innymi wyznaczania granicy zmęczeniowej (Zgo) i zmęczeniowo-korozyjnej (Zgok). Wyniki tych badań (pokazane w tabeli 1.) są podstawą do względnego wyznaczenia wytrzymałości zmęczeniowej wskutek oddziaływania korozji przy N = 106 cykli naprężeń opisanego równaniem:

[%]100go

gokgo

ZZZ

k−

= . (3)

Uzyskane wyniki wskazują nieco lepszą odporność na zmęczenie korozyjne stopu 5019 (k = 10%) w stosunku do stopów 7020 (k = 11–21%), dlatego stopy



Al-Zn-Mg wymagają lepszego zabezpieczenia antykorozyjnego. Procentowe obni-żenie wytrzymałości KRm i plastyczności KA5 w wyniku korozyjnego oddziaływania wody i atmosfery morskiej dla konstruktali jest zbliżone, ale wyższe od hydrona-liów, co wykazano w wielu publikacjach [1, 2, 6].

Stopy układu 7xxx mają 4,5–5% Zn w złączach spawanych samorzutnym umacnianiem wydzieleniowym po zakończeniu spawania [1, 6]. Oznacza to, że od 7 do 30 dni po spawaniu złącze zyskuje lepsze właściwości wytrzymałościowe i co najważniejsze są one znacznie wyższe niż dla hydronaliów [1]. Tych stopów ze względu na gorące pęknięcia spawalnicze (określone współczynnikiem Kp wg próby P. T. Houldcrofta dla próby „rybi szkielet”) nie można łączyć spoiwem o tym samym składzie chemicznym co materiał rodzimy. W praktyce stoczniowej do spawania sto-pów serii 7xxx zaleca się spoiwa AlMg5Zr0,3Be, AlMg5, AlMg4Zn2ZrBe, AlMg5Ti [7]. Współczynnik skłonności do pęknięć spawalniczych określamy z równania:

Kp = (Lp/L) 100%, (4) gdzie: Lp — długość pęknięć spoiny [mm]; L — całkowita długość spoiny [mm]

Dobór składu chemicznego spoiwa do spawania okrętowych stopów aluminium przyjęto wg kryterium Houldcrofta, w którym podatność do gorących pęknięć spawalni-czych została określona dopuszczalnym współczynnikiem Kp = 17% (rys. 4.) [7].

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50S P A201S P A20S AlM g5Zn2S AlM g5Zr0,12S AlM g5Zr0,19S AlM g5Zn2Zr0,25S AlM g5Zr0,28S AlM g5Zr0,38S AlM g5Zn2Zr0,43S AlM g5Zr036

5019 7020 7020M Rys. 4. Podatność do gorących pęknięć spawalniczych okrętowych stopów aluminium

wg próby Houldcrofta Źródło: W. Jurczak, Wpływ składu…, wyd. cyt.; projekt badawczy nr 4824/T02/2010/38.

Kp [%]

17%


2 (189) 2012 73

Na podstawie rysunku 4. można zauważyć, że ze wzrostem zawartości cyr-konu w spoinie współczynnika skłonność do pęknięć spawalniczych stopu 7020M zmniejsza się. Natomiast dodanie do spoiwa cynku powoduje wzrost wartości tego współczynnika. W zestawieniu ze stopem 7020 stop 7020M wykazał mniejszą skłonność do pęknięć spawalniczych (mniejsza wartość Kp). Największą podatność do gorących pęknięć spawalniczych (nie została pokazana na rys. 5. /Kp ≈ 40%/) wykazał stop 7020M spawany spoiwem o składzie chemicznym identycznym jak materiał rodzimy. Potwierdzenie tego faktu można znaleźć również w [1]. Zawar-tość Zn + Mg > 7% zarówno w materiale rodzimym, jak i w spoiwie decydowała głównie o wysokim współczynniku Kp, pomimo modyfikatorów (tj. Mn, Cr, Zr, Ti, Be), które wpływają na obniżenie Kp.

Regułą jest, że dla stopów 5xxx spoiwo ma zbliżony skład chemiczny do spawanego materiału, zapewniając brak gorących pęknięć spawalniczych i niewiel-kie pogorszenie odporności na korozję w SWC złącza [1].

Tabela 2. Właściwości mechanicznie i odporność korozyjno-naprężeniowa

złączy spawanych wybranych okrętowych stopów aluminium wykorzystanych przy budowie okrętów projektu 633 i 620 oraz najnowszego stopu 7020M w dwóch wytopach ozn. 507 i 635

Lp.

Wytop

Grubość blach

g [mm]

Własności mechaniczne

rodzaj

obróbki cieplnej

Rm

[MPa]

R0.2

[MPa]

A5

[ %]

Z

[ %]

KRm [ %]

KA

[ %]

Liczba i średni czas do

pęknięcia próbki

Właściwości mechaniczne złączy spawanych stopu 7020M wykonanych przy użyciu spoiwa SPA 20 po ekspozycji korozyjno-naprężeniowej

1 507 6 273 – 4,2 – 13,3 16,3 – 635 262 – 4,5 – 18,6 33,8 – 2 507 12 282 – 3,1 – 7,9 45,6 – 635 271 – 4,8 – 16,1 48,9 – Właściwości mechaniczne złączy spawanych stopu 7020 wykonanych przy użyciu różnych spoiw SPA20

i SPA201 po ekspozycji korozyjno-naprężeniowej 3 SPA20

(SAlMg5Ti0,1) 268 170 9 – 6,3 18,2 8/20 570 h

4 SPA201 (SAlMg5r0,3Be) 278 203 9 – 11,5 25 0/9

Właściwości mechaniczne złączy spawanych stopu 5019 wykonanych przy użyciu spoiwa SPA20 po ekspozycji korozyjno-naprężeniowej

5 SPA20 (SAlMg5Ti0,1) 176 110 14 3 11 0/5 1500 h

Źródło: Projekt badawczy nr 4824/T02/2010/38.



Modyfikacja stopu 7020 poprzez dodatek Cr, Zr i ograniczenie zawartości Mn oraz wzrost Zn + Mg > 5,5,% spowodowała polepszenie właściwości mecha-nicznych materiału rodzimego i złączy spawanych stopu opisanego cechą 7020M. Wytrzymałość zmęczeniowa złączy spawanych stopów użytych do budowy kadłuba i nadbudówki podczas eksploatacji, czyli pracy okrętu na fali, są znacznie gorsze niż materiału rodzimego [6]. Wyniki tych badań pokazane w tabeli 3. pokazują, że współczynnik k opisany równaniem (3) dla połączenia spawanego stopu 5019 wynosi k = 15%, a dla stopów 7020 k = 38–40%. Obecnie ze stopu 7020, 7020M i 5019 jest to główny obszar zabiegów antykorozyjnych mających na celu eliminację pęknięć zmęczeniowo-korozyjnych.

Tabela 3. Odporność zmęczeniowo-korozyjna złączy spawanych wybranych okrętowych stopów aluminium wykorzystanych przy budowie okrętów projektu 663 i 620 oraz najnowszego stopu 7020M

Wytrzymałość zmęczeniowa f = 50 Hz

Zmniejszenie wytrzymałości zmęczeniowej

Oznaczenie spoiwa w powietrzu w 3% r.w. NaCl wskutek korozji N = 2 x 104

Zgo [MPa]

N = 106 Zgo

[MPa]

N = 2 x 104

Zgo [MPa]

N = 106 Zgok

[MPa]

N = 106 c.n. k = Z Z

Zgo gok

go

−100 [%]

Złącze spawane stopu 7020M SPA201/SAlMg5Zr0,3Be 252 141 235 87 38,3

SPA20/SAlMg5Ti 223 165 Złącze spawane stopu 7020

SPA201/SAlMg5Zr0,3Be 214 156 168 93 40 SPA20/SAlMg5Ti 260 150

Złącze spawane stopu 5019 SPA201/SAlMg5Zr0,3Be 137 90 123 76 15,5

SPA20/SAlMg5Ti 158 118 128 80 32,2

Źródło: Projekt badawczy nr 4824/T02/2010/38.

WNIOSKI

1. Okrętowe stopy aluminium serii 7xxx (bez dodatku Cu) wykazują znacznie lep-sze właściwości wytrzymałościowe od stopów serii 5xxx.

2. Zwiększenie sumarycznej zawartości Zn + Mg> 5,5% w stopach serii 7xxx zwiększa właściwości wytrzymałościowe, ale obniża odporność na korozję w wo-dzie i atmosferze morskiej oraz obniża odporność korozyjno-naprężeniową.

3. Stopy serii 7xxx, a w szczególności stop 7020M o zwiększonej zawartości Zn i Mg, wykazują większą podatność na korozję i obniżenie wytrzymałości zmę-czeniowo-korozyjnej.


2 (189) 2012 75

4. Dodatek Cr i Zr ma niewielki wpływ na podwyższenie odporności korozyjnej stopu 7020M, w którym zawartość Zn decyduje o jego wytrzymałości oraz od-porności zmęczeniowej i zmęczeniowo-korozyjnej.

5. Podczas spawania stopów serii 7xxx w celu zapewnienia wymaganej jakości połączeń spawanych należy ściśle przestrzegać technologii spawania i właści-wego doboru składu chemicznego spoiwa (SPA20 i SPA201). Hydronalia moż-na spawać spoiwem o zbliżonym składzie chemicznym do materiału rodzimego. Praktyka stoczniowa wykazała, że podgrzewanie przed spawaniem krawędzi blach badanych stopów poprawia ich spawalność.

6. Właściwości mechaniczne i odporność na korozję (ogólną, naprężeniową i zmę-czeniową) złączy spawanych badanych stopów zależą od składu chemicznego spoiwa i technologii spawania.

7. Najsłabszym obszarem połączeń spawanych stopów serii 7xxx jest SWC, gdzie lokalizuje się intensywna korozja wywołana oddziaływaniem korozyjnym śro-dowiska morskiego i obciążeń eksploatacyjnych.

8. Doraźne naprawy spawanych elementów konstrukcji ze stopu aluminium po-winny być poprzedzone właściwym doborem stopu aluminium, spoiwa i grubości blach oraz właściwym przygotowaniem do spawania.

BIBLIOGRAFIA

[1] Aluminium and aluminium alloys, ASM Specialty Handbook, ASM Interna-tional, 1993.

[2] Bugłacki H., Wpływ obróbki cieplnej oraz składu chemicznego spoiw na wła-sności mechaniczne i korozję naprężeniową stopu AlZn5Mg1 w spawanych konstrukcjach okrętowych, rozprawa doktorska, PG, Gdańsk 1981.

[3] Bujniewicz Z., Cudny K., Wińcza M., Mańkowski S., Konstrukcje okrętowe ze stopów aluminium, Wydawnictwo Morskie, Gdańsk 1976.

[4] Cieślak J., Dozorowiec ORP „Kaszub” ćwierć wieku pod „biało-czerwoną”, „Morze, Statki i Okręty”, 2012, nr 4.

[5] Cudny K., Puchaczewski N., Stale i stopy aluminium stosowane na kadłuby okrętowe, Wyd. Marpress, Gdańsk 1996.

[6] Cudny K., Puchaczewski N., Stopy metali na kadłuby okrętowe i obiekty oce-anotechniczne, PG, Gdańsk 1995.

[7] Cudny K., Technologia konstrukcji okrętowych ze stopów aluminium, PG, Gdańsk 1995.

[8] Ekspertyza pęknięć korozyjnych na ORP „Kaszub”, Oddział Metali Lekkich, Kraków 1989.



[9] EN 1999-1-1: Eurocode 9-Design of aluminium structures, part 1-1, General structural rules, part 1-2, General rules — structural fire design, part 1-3, Structures susceptible to fatigue, part 1-4, Cold-formed structural sheeting, part 1-5, Shell structures.

[10] Fila J., Wpływ procesów technologicznych na erozję stopów AlMg5 (PA3) sto-sowanych do budowy jednostek szybkich, praca doktorska, PG, Gdańsk 1969.

[11] Gwóźdź M., Wymiarowanie konstrukcji spawanych wykonanych z umocnionych zgniotowo stopów aluminium, „Przegląd Spawalnictwa”, 2010.

[12] Jurczak W., Wpływ składu chemicznego i obróbki cieplnej na własności me-chaniczne i odporność korozyjną stopów układu Al-Zn-Mg przeznaczonych na spawane konstrukcje okrętowe, PG, Gdańsk 1997.

[13] Makowski T., Rochowicz R., Polskie kutry torpedowe — jednostki seryjne, „Morze, Statki i Okręty”, 2006, nr 2.

[14] Mazzolani F. M., Aluminium Alloy Structures, E&FN SPON, Chapman & Hall, London 1994.

[15] Projekt badawczy nr 4824/T02/2010/38. [16] Wińcza M., Polskie kutry torpedowe z kadłubami ze stopów aluminium, „Prze-

gląd Spawalnictwa”, 2010.

CORROSION-STRESS AND FATIGUE-CORROSION STRENGTH OF MARINE ALUMINUM ALLOYS

AND THEIR WELADABLILITY

ABSTRACT

The paper presents the results of investigations of mechanical properties and corrosion strength of axial tension (stress corrosion) and rotational-flexural bending (fatigue corrosion) in aluminum alloys, series 5xxx and 7xxx used in ship structures. The Polish Navy used seven fast torpedo boats made exclusively from alloys series 5xxx, and at present one Polish corvette, project 240, with superstructure made from weldable alloy 7020 is operated within the NATO force Alloys series 7xxx have high strength properties but lower corrosion resistance than alloys 5xxx. The paper shows the results of the investigations on weldability of these alloys as well as the results of investigations on the newest alloy 7020M in relation to fatigue strength and corrosion resistance as an alternative for up to now used aluminum alloys.

Keywords: corrosion resistance, stress corrosion, fatigue corrosion, ship aluminum alloys, weldability.


77

M i r o s ł a w K a r c z e w s k i L e s z e k S z c z ę c h W o j s k o w a A k a d e m i a T e c h n i c z n a

M E T O D Y K A W Y Z N A C Z A N I A T R Ó J S KŁA D N I K O W E J M I E S Z A N I N Y

O P T Y M A L N E J D O Z A S I L A N I A S I L N I K A Z U KŁA D E M C O M M O N R A I L

STRESZCZENIE

Problem zasilania silników spalinowych pojazdów wojskowych narasta wraz ze wzro-stem liczby pojazdów w armiach. Kolejnym problemem jest stosowanie dodatków biokomponentów, które zmieniają właściwości paliw podstawowych. Dlatego konieczne jest podejmowanie działań prowadzących do przystosowania silników do zasilania paliwami pochodzącymi ze źródeł odna-wialnych. Celem badań było eksperymentalne dobranie mieszanin trójskładnikowych (paliwo F-34, RME i etanol) oraz określenie ich wpływu na parametry użyteczne i skład spalin silnika Renault G9T o zapłonie samoczynnym. W wyniku przeprowadzonych badań stwierdzono, że parametry silnika z wysokociśnieniowym układem wtrysku zasilanego paliwem F-34 i mieszanin uległy częściowo zmianie w stosunku do podstawowego paliwa, jakim był olej napędowy. Ponadto nie można wy-znaczyć optymalnej mieszaniny.

Słowa kluczowe: silnik spalinowy, układ zasilania, paliwo F-34, estry.

WSTĘP

Paliwa płynne są jednym z najważniejszych źródeł energii na współczesnym polu walki. Dysponowanie paliwami decyduje o ruchliwości wojsk, efektywności wykorzystania uzbrojenia i innego sprzętu pomocniczego oraz dostawach odpo-wiedniej ilości zaopatrzenia. Spełnienie rosnącego zapotrzebowania walczących wojsk w materiały pędne jest jednym z najtrudniejszych problemów logistycznego



zabezpieczenia pola walki. Kalkuluje się, że średniodobowe potrzeby materiałów pędnych i smarów liczone na jednego żołnierza mogą sięgać do trzydziestu kilogra-mów. Dostarczenie tak dużej ilości tych materiałów wojskom w warunkach oddzia-ływania przeciwnika na system komunikacyjny i infrastrukturę zaopatrzeniową jest problemem niezwykle skomplikowanym. Dlatego dąży się do ujednolicenia asorty-mentu paliwa w wojsku, a przykładem tego jest wprowadzanie w NATO jednolitego paliwa pola walki F-34.

W efekcie zdecydowano się ujednolicić paliwa do silników tłokowych i tur-binowych pojazdów mechanicznych oraz samolotów stacjonujących na lądzie. Wprowadzono paliwo oznaczone symbolem F-34/35, które ma identyczną bazę jak paliwo lotnicze JP8, a jego właściwości końcowe wynikają z dodatków wprowadza-nych przed wlaniem paliwa do zbiornika pojazdu.

Od czasu prac prowadzonych nad wdrożeniem tego paliwa w Wojsku Polskim zmienił się osprzęt silników i zamiast tłoczkowych pomp wtryskowych stosowane są także systemy wtrysku wysokociśnieniowego Common Rail oraz w dużo mniejszym stopniu pompowtryskiwacze. W układach tych ciśnienie paliwa jest podnoszone do 140...200 MPa i utrzymywane przez większość czasu pracy. Zmienia to istotnie warunki termiczne paliwa przed wtryskiem do komory spalania, a jego temperatura jest dużo wyższa niż temperatura paliwa w pompie tłoczkowej. W pojeździe nadmiar paliwa przepływa do zbiornika, a ciągłe jego krążenie powoduje ochładzanie w prze-wodach paliwowych i zbiorniku.

Układy wtryskowe CR są już powszechnie stosowane w silnikach samocho-dów osobowych, dostawczych, ciężarowych, lokomotyw i jednostek pływających, a także wozów bojowych. Na przykład, obecnie produkowane silniki MTU serii MT 880 są wyposażone w te układy zamiast układów wtryskowych z pompami tłoczkowy-mi, które były stosowane we wcześniejszych wersjach.

Już zastosowanie samego paliwa F-34 do silnika z układem CR może spo-wodować istotne zmiany parametrów pracy silnika. Rozpoznawcze badania własne silnika G9T z układem CR wykazały wyraźne zmniejszenie jego maksymalnego momentu obrotowego w zakresie średniej prędkości obrotowej, obniżenie udziału NOX w spalinach oraz zwiększenie jednostkowego zużycia paliwa. Oznacza to po-gorszenie procesu spalania paliwa F-34 w silniku z układem CR.

W trakcie realizacji pracy wykorzystano następujące paliwa: ON, ester me-tylowy oleju rzepakowego RME, Paliwo F-34, odwodniony metanol oraz mieszaniny tych paliw. Olej napędowy spełniał wymagania jakościowe normy PN 590/2006. RME (biodiesel) do badań został dostarczony przez Rafinerię Trzebinia i spełniał

Metodyka wyznaczania trójskładnikowej mieszaniny optymalnej do zasilania silnika…

2 (189) 2012 79

zapisy jakościowe normy PN-EN 142145. Paliwo F-34 (zgodne z Jet A1) dostarczyła Rafineria Gdańska — Grupa Lotos S.A.

Wybrane właściwości fizykochemiczne paliw wykorzystywanych podczas badań przedstawiono w tabeli 1.

Tabela 1. Wybrane własności fizykochemiczne paliw stosowanych podczas badań

Parametr Jednostka miary ON RME F-34 Etanol

Gęstość w temp. 15°C g/cm3 0,831 0,881 0,804 0,790

Wartość opałowa MJ/kg 43,2 37,9 42,8 27,2 Wartość opałowa MJ/dm3 35,9 33,4 34,4 21,5 Temperatura zapłonu °C 66 120 57 12 Temperatura samozapłonu °C ∼230 ∼170 ∼180 430

Temperatura zablokowania zimnego filtru

°C –31 –9 –54 < 60

Lepkość kinematyczna w 40°C

mm2/s 2,35 4,6 1,27 0,9

Masa cząsteczkowa g/mol ∼200 ∼300 ∼180 46 Zawartość siarki mg/kg 350 8 3000 – Indeks cetanowy – 50 48 45 8

Źródło: opracowanie własne. Mieszaniny paliw, które można zastosować do zasilania silników o zapłonie

samoczynnym, powinny zachować jednorodność przez długi okres przechowywania oraz w szerokim zakresie zmian temperatury.

OBIEKT BADAŃ

Obiektem badań był czterocylindrowy silnik o zapłonie samoczynnym Renault G9T o mocy 95 kW przy n = 2500 obr/min i momencie 280 Nm przy 1750 obr/min stosowany do napędu samochodów dostawczych tej firmy. Jest to czterocylindrowy silnik z bezpośrednim wtryskiem paliwa do toroidalnej komory spalania, wyposażo-ny w wysokociśnieniowy wtrysk paliwa z podłużnego zasobnika. Silnik jest doła-dowywany za pomocą turbosprężarki z chłodzeniem powietrza (rys. 1.). Zestaw



dwóch wentylatorów za chłodnicą powietrza umożliwiał sterowanie temperaturą powietrza w układzie dolotowym silnika.

Silnik był wyposażony w fabryczny układ zasilania typu Common Rail pro-dukcji Bosch składający się z następujących zasadniczych zespołów:

— sterownika EDC 15A53; — pompy zasilającej EKP3; — pompy wysokiego ciśnienia CR/CP153/R65/10-165; — elektromagnetycznych wtryskiwaczy CR, nr katalogowy 0 445 110 036.

Rys. 1. Silnik G9T na stanowisku badawczym

Źródło: zdjęcie wykonane przez autorów. Do analizy udziałów gazowych składników spalin zastosowano zestaw ana-

lizatorów spalin CEBII-2000 znajdujący się w kabinie pomiarowej. Spaliny pobie-rane za pomocą sond były oczyszczane w filtrze wstępnym, a następnie przepływały grzaną drogą gazową do zespołu dozującego spaliny do poszczególnych analizato-rów w kabinie pomiarowej. Dopływ spalin do analizatorów wymagających spalin gorących odbywał się przez grzaną drogę gazową.

Udziały tlenków azotu NO i NOx były mierzone za pomocą detektora chemi-luminescencyjnego firmy EcoPhysics, analizatory CO i CO2 działały na zasadzie po-chłaniania promieniowania podczerwonego, do pomiaru węglowodorów zastosowano


2 (189) 2012 81

analizator typu FID, a do pomiarów O2 analizator wykorzystujący zjawisko parama-gnetyzmu. Wszystkie analizatory były wbudowane w szafę z układem kondycjonowa-nia próbek gazu. Do analizatorów doprowadzono gazy wzorcowe, po dwa stężenia każdego z mierzonych składników spalin. Zadymienie spalin badano za pomocą dymomierza AVL 439 OPACIMETER, który działał na zasadzie absorpcji światła. Wyniki pomiarów parametrów pracy silnika gromadzono w ciągu całego eksperymen-tu w celu bieżącej kontroli jego stanu technicznego, określenia okoliczności ewentual-nej awarii oraz kontroli przebiegu realizacji kolejnych faz cyklu badawczego.

Sterowanie stanowiskiem dynamometrycznym i rejestrację wyników pomia-rów wykonywano za pomocą szeregu komputerów wyposażonych w odpowiednie moduły pomiarowo-sterujące.

W trakcie wyznaczania charakterystyk wyjściowych w sterowniku silnika znajdowało się oprogramowanie fabryczne. Czas wtrysku oraz ciśnienie w zasobniku paliwa były ustalane przez oprogramowanie sterownika w zależności od aktualnych warunków pracy silnika (prędkość obrotowa, obciążenie). Wykaz podstawowych mierzonych wielkości zamieszczono w tabeli 2.

Tabela 2. Wykaz czujników parametrów pomiarowych

Lp. Mierzona wielkość Nazwa przyrządu Zakres Dokładność

1 Dymomierz, D AVL 439 OPACIMETER 0–10 m-1 0.0025 m-1

2 Waga paliwa, Ge AVL 733S Fuel Balance 0–200 kg/h 0.005 kg/h

3 Analizator spalin CEBII-2000

CO2 — 0–23%, THC —

0–2200 ppm, CO —

0–11000 ppm, NOx —

0–3000 ppm, O2 — 0–22%

0,1% mierzonej wielkości

4 Hamulec elektrowirowy elektrowirowy, Schenck W 230

Ne = 0–230 kW, n = 0–5000 obr/min,

Mo = 0–700 Nm

± 1 obr/min, ± 0,1 Nm




METODYKA WYZNACZANIA MIESZANINY OPTYMALNEJ

Dobór optymalnego składu paliwa zawierającego bioester, paliwo F-34 oraz spirytus etylowy przeprowadzono metodą planowanego eksperymentu. Wykorzystano plan eksperymentu dla mieszanin oparty na podstawie trójkątnej. Jest to szczególny przypadek, w którym suma składników zawsze musi się równać 1 (tzn. wszystkie składniki łącznie dają 100 procent), a udział składnika musi być dodatni lub zerowy. Na przykład można badać zależność efektywności silnika lub zawartości toksycznych składników spalin od procentowego składu poszczególnych składników paliwa. Po-wszechnie stosowanym sposobem przedstawienia udziałów mieszanin najczęściej zło-żonych z nie więcej niż trzech składników są wykresy we współrzędnych trójkątnych (potrójnych). Każda mieszanina trzech składników może być jednoznacznie określona poprzez podanie punktu w układzie współrzędnych trójkątnych zdefiniowanych przez trzy zmienne. Dla wyjaśnienia sposobu rozwiązania powyższego zagadnienia można przedstawić przykład dla trzech składników, czyli trzech zmiennych niezależnych.

Tabela 3. Skrajne proporcje mieszaniny

Nr dośw. X1 X2 X3 1 1 0 0 2 0 1 0 3 0 0 1


Punkty te w przestrzeni zmiennych niezależnych X1, X2 i X3 znajdują się na osiach układu współrzędnych, w jednostkowych odległościach od jego początku, tworząc trójkąt równoramienny pokazany na rysunku.

Rys. 2. Punkty planu dla mieszaniny w przestrzeni trzech zmiennych niezależnych



2 (189) 2012 83

Można zauważyć, że tylko punkty położone na powierzchni tego trójkąta speł-niają warunek charakterystyczny dla składu mieszaniny, to znaczy suma składowych wynosi 1. Przykładowo, zaznaczono mieszaninę zawierającą równą zawartość składników 0.333, 0.333, 0.333. Analizowany trójkąt jest nazywany dwuwymiarowym sympleksem rozpiętym na trzech wierzchołkach. Przy analizie trzech składników paliwa, przyjmując, że wartości unormowanych zmiennych niezależnych znajdują się na powierzchni trójką-ta, można ustalić oś zmiennej zależnej (np. moc Ne, jednostkowe zużycie paliwa ge lub zawartość składnika spalin CO, NOx itp.) prostopadłą do płaszczyzny trójkąta.

W planach eksperymentu opartych na sieci sympleksowej doświadczenie wykonywane jest po przyjęciu dla każdej zmiennej wejściowej wartości (proporcji składników paliwa) standaryzowanych do zakresu 0..1, przy uwzględnieniu, że su-ma składowych musi się równać 1. Plan taki nazywamy sympleksem.

Tabela 4. Przykładowy rozkład punktów pomiarowych

Nr dośw. X1 X2 X3 Nr dośw. X1 X2 X3

1 1 0 0 6 0 1/3 2/3 2 0 1 0 7 2/3 1/3 0 3 0 0 1 8 2/3 0 1/3 4 1/3 2/3 0 9 0 2/3 1/3 5 1/3 0 2/3 10 1/3 1/3 1/3


Podczas badań przyjęto model o nieco zmienionym rozkładzie punktów spo-wodowanym ograniczeniem zawartości spirytusu etylowego maksymalnie do 10 pro-cent. Badania wykonano zgodnie z planem przedstawionym w poniższej tabeli.

Tabela 5. Paliwa wykorzystane podczas badań

Nr punktu

Oznaczenie paliwa

(mieszaniny) X1 — F-34 X2 — bioester

X3 — alkohol etylowy (10% — maksymalna

zawartość) 1 F-34 1 100% 0 0 0 0 2 B-100 0 0 1 100% 0 0 3 B45E10 0 45% 0 45% 1 10% 4 B20 0.8 80% 0.2 20% 0 0 5 B80 0.2 20% 0.8 80% 0 0 6 B9E2 0.8 89 0 9 0.2 2 7 B36E8 0.2 56 0 36 0.8 8 8 B89E2 0 9 0.8 89 0.2 2 9 B56E8 0 36 0.2 56 0.8 8

10 B48E3 0.333 48.285 0.333 48.285 0.333 3.33 Źródło: opracowanie własne.



Istotnym problemem jest przyjęcie odpowiedniej postaci modelu pozwalają-cego na analizę wpływu zawartych składników mieszaniny paliwa na przybliżaną wartość zmiennej niezależnej. Modele w zależności od przebiegu zjawiska mogą mieć charakter liniowy, kwadratowy lub wyższego rzędu. W planach eksperymentu dla mieszanin mają one postać zredukowaną o niektóre człony interakcyjne. Należy zwrócić uwagę, że w modelu nie występuje wyraz wolny.

Model liniowy niezawierający członów interakcyjnych jest opisany wielo-mianem zredukowanym pierwszego stopnia:

y = b0*x1 + b1*x2 + b2*x3. (1)

Model kwadratowy:

y = b0*x1 + b1*x2 + b2*x3 + b3*x1*x2 + b4*x1*x3 + b5*x2*x3. (2)

Specjalny model kubiczny (trzeciego stopnia):

y = b0*x1 + b1*x2 + b2*x3 + b3*x1*x2 + b4*x1*x3 + b5*x2*x3 + b6*x1*x2*x3. (3)

Pełny model kubiczny (trzeciego stopnia):

y = b0*x1 + b1*x2 + b2*x3 + b3*x1*x2 + b4*x1*x3 + b5*x2*x3 + d1*x1*x2*(x1 – x2) + d2*x1*x3*(x1 – x3) + d3*x2*x3*(x2 – x3) +b6*x1*x2*x3. (4)

Stopień wielomianu jest związany z rodzajem składników, które wystąpią w modelu dopasowywanym do danych. Model liniowy wymaga przyjęcia co naj-mniej dwóch poziomów każdej zmiennej. W modelu kwadratowym niezbędne jest nadawanie każdej wielkości co najmniej trzech różnych wartości. Aby użyć modelu trzeciego stopnia, niezbędne jest nadawanie każdej wielkości co najmniej czterech różnych wartości. Podczas badań przyjęto model kwadratowy. Dla każdej ze zmien-nych niezależnych poszukiwano współczynników modelu b0..b5.

WYNIKI WYZNACZANIA MIESZANINY OPTYMALNEJ

Przykładowy rozkład jednostkowego zużycia paliwa przy odpowiednich wartościach czynników zmienianych w zakresie 0..1 co 0.1 i wartości współczynni-ków modelu przedstawione są w tabeli poniżej. Przedstawiono w niej także: stężenia poszczególnych składników, dla których były określane wartości zmiennych niezależ-nych; rozkład jednostkowego zużycia paliwa ge przy prędkości 1500 obr/min i przy momencie obrotowym Mo = 120 Nm; wartości współczynników modelu przy bada-niach, które były prowadzone przy dwóch wartościach prędkości obrotowej n = 1500 i 3000 obr/min oraz dwóch poziomach obciążenia Mo = 120 Nm i maksymalnej wartości momentu obrotowego.


2 (189) 2012 85

Tabela 6. Rozkład wartości Mo, Ne, Ge Co, HC oraz NOx dla poszczególnych punktów pomiarowych

n = 1500, Mo = 120 Mo Ne ge CO HC NOx b0 118,19 18,55 245,26 125,66 15,27 668,79 b1 118,62 18,63 266,23 105,99 8,39 754,51 b2 117,73 18,50 265,86 87,35 15,34 1084,70 b3 –1,41 –0,18 27,70 –92,65 –14,57 33,44 b4 0,66 0,31 –38,74 –131,29 –1,91 1223,46 b5 0,44 0,06 16,88 –210,43 –5,40 2080,60 b6 0,70 –0,56 –10,98 430,15 119,63 –2803,25 R 0,999986 0,999986 0,99999 0,997862 0,998074 0,996915

n = 1500, Mo = Max Mo Ne ge CO HC NOx b0 248,72 39,07 236,39 2257,03 12,62 866,23 b1 232,68 36,55 262,90 1363,19 6,65 928,25 b2 227,46 35,73 252,40 903,78 13,73 1040,52 b3 –11,28 –1,77 28,76 1589,94 –10,23 –20,25 b4 –6,24 –0,97 –29,03 –2808,77 2,03 238,27 b5 –32,36 –5,07 –10,98 –2656,17 20,70 885,11 b6 30,44 4,64 712,80 –4034,82 70,51 –1284,12 R 0,999881 0,999882 0,999876 0,977048 0,993304 0,999289

n = 3000, Mo = 120 Mo Ne ge CO HC NOx b0 119,37 37,50 250,06 33,60 10,16 813,32 b1 119,64 37,59 280,28 74,44 6,00 738,19 b2 117,32 36,86 277,10 34,96 11,84 782,48 b3 –5,76 –1,82 40,40 24,88 –3,61 45,25 b4 –6,41 –2,04 12,09 260,75 –3,13 –455,64 b5 –5,67 –1,80 31,85 111,24 –8,89 –642,74 b6 26,11 8,43 –233,70 –398,61 64,88 1242,59 R 0,999982 0,999982 0,999968 0,973006 0,999641 0,999355

n = 3000, Mo = Max Mo Ne ge CO HC NOx b0 237,40 74,58 227,03 142,09 9,16 1102,42 b1 235,35 73,94 251,24 126,25 7,47 1160,14 b2 224,65 70,57 251,53 90,66 13,38 1206,44 b3 3,94 1,26 28,27 33,32 –1,95 210,75 b4 –40,34 –12,66 4,20 13,27 1,46 19,20 b5 –102,01 –32,04 35,75 25,28 –5,76 –33,08 b6 89,21 28,00 –173,18 –557,61 72,75 –356,32 R 0,999661 0,999662 0,999995 0,978543 0,9961 0,999955




Dla każdego modelu obliczono wartości współczynnika korelacji R, które w większości przypadków utrzymują się na poziomie 0.99. W kilku przypadkach osiągają mniejsze wartości, nie przekraczając jednak poziomu niższego od 0.97.

Na ich podstawie określono optymalny skład paliwa ze względu na po-szczególne zmienne niezależne. Wyniki obliczeń przedstawiono w układzie współ-rzędnych o podstawie trójkątnej wykorzystywanych w przypadku analizy mieszanin trójskładnikowych. Schemat tego układu współrzędnych przedstawiono na rysunku poniżej.

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00X3

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00

X10.00 0.25 0.50 0.75 1.00

X2 Rys. 3. Schemat układu współrzędnych, w których przedstawiono wyniki obliczeń


W narożnikach znajdują się punkty o czystej stuprocentowej zawartości każ-dego ze składników. Układ liczb na osiach zawierający się w zakresie 0..1 wynika ze standaryzacji zmiennych wejściowych. W przypadku spirytusu, ponieważ jego maksymalne stężenie było ograniczone do 10 procent, wynika, że w narożniku X3 znajduje się mieszanina 10 procent spirytusu i po 45 procent paliwa F-34 i bioestru (RME). Stężenia poszczególnych składników w punktach planu eksperymentu i na wykresach rozkładu przedstawiono w tabelach 5. i 6.


2 (189) 2012 87

Wykres trójkątny Ge [kg/h] względem X1 i X2 i X31500Ge120G 10v*65c

Ge [kg/h] = 4.5594*x+4.9612*y+4.9229*z+0.4267*x*y-0.6938*x*z+0.2999*y*z

> 5 < 4.925 < 4.825 < 4.725 < 4.625 < 4.525

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00X3

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00

X10.00 0.25 0.50 0.75 1.00

X2

Wykres trójkątny Ne [kW] względem X1 i X2 i X31500Ne120 10v*65c

Ne [kW] = 18,5582*x+18,6355*y+18,509*z-0,2455*x*y+0,2393*x*z+0,0017*y*z

> 18,62 < 18,61 < 18,59 < 18,57 < 18,55 < 18,53 < 18,51

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny CO [ppm] względem X1 i X2 i X31500CO120 10v*65c

CO [ppm] = 119,5387*x+100,3253*y+81,59*z-44,1538*x*y-79,1609*x*z-162,9196*y*z

> 110 < 110 < 100 < 90 < 80 < 70 < 60 < 50

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny ge [g/kWh] względem X1 i X2 i X31500ge120 10v*65c

ge [g/kWh] = 245,4185*x+266,3788*y+266,0106*z+26,4603*x*y-40,0674*x*z+15,669*y*z

> 270 < 269 < 264 < 259 < 254 < 249 < 244

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny D [g/kWh] względem X1 i X2 i X31500D120 10v*65c

D [g/kWh] = 0,0591*x+0,0113*y+0,0083*z-0,0835*x*y-0,1296*x*z-0,0094*y*z

> 0,05 < 0,0475 < 0,0375 < 0,0275 < 0,0175 < 0,0075 < -0,0025

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny NOx [ppm] względem X1 i X2 i X31500NOx120 10v*65c

NOx [ppm] = 708,6989*x+791,403*y+1122,2428*z-282,6299*x*y+883,7347*x*z+1770,9796*y*z

> 1400 < 1380 < 1280 < 1180 < 1080 < 980 < 880 < 780 < 680

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2 Rys. 4. Wpływ składu paliwa na parametry silnika, n = 1500 obr/min, Mo = 120 Nm:

a) godzinowe zużycie paliwa; b) moc użyteczna; c) stężenie tlenku węgla; d) jednostkowe zużycie paliwa; e) zadymienie spalin; f) stężenie tlenków azotu




Wykres trójkątny Ge [kg/h] względem X1 i X2 i X31500GeMaxG 10v*65c

Ge [kg/h] = 8.8455*x+9.2493*y+8.6595*z+3.8401*x*y+2.0064*x*z+1.2741*y*z

> 10 < 9.9 < 9.7 < 9.5 < 9.3 < 9.1 < 8.9 < 8.7

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00X3

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00

X10.00 0.25 0.50 0.75 1.00

X2

Wykres trójkątny Ne [kW] względem X1 i X2 i X31500NeMax 10v*65c

Ne [kW] = 39,0009*x+36,4896*y+35,6704*z-1,2507*x*y-0,4047*x*z-4,56*y*z

> 39 < 39 < 38,5 < 38 < 37,5 < 37 < 36,5 < 36 < 35,5 < 35

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny CO [ppm] względem X1 i X2 i X31500COMax 10v*65c

CO [ppm] = 2314,4651*x+1416,3013*y+957,8141*z+1135,0021*x*y-3297,7418*x*z-3101,8174*y*z

> 2200 < 2000 < 1600 < 1200 < 800 < 400

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny ge [g/kWh] względem X1 i X2 i X31500geMax 10v*65c

ge [g/kWh] = 226,2405*x+253,517*y+242,8575*z+109,1296*x*y+57,3482*x*z+67,7533*y*z

> 260 < 258 < 248 < 238 < 228

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny D [g/kWh] względem X1 i X2 i X31500DMax 10v*65c

D [g/kWh] = 0,5602*x+0,2187*y+0,141*z-0,0126*x*y-1,4015*x*z-0,6719*y*z

> 0,5 < 0,475 < 0,375 < 0,275 < 0,175 < 0,075 < -0,025

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny NOx [ppm] względem X1 i X2 i X31500NOxMax 10v*65c

NOx [ppm] = 884,5144*x+945,1484*y+1057,7166*z-165,0386*x*y+82,6497*x*z+743,2734*y*z

> 1150 < 1120 < 1070 < 1020 < 970 < 920 < 870

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2 Rys. 5. Wpływ składu paliwa na parametry silnika, n = 1500 obr/min, Mo = max:




2 (189) 2012 89

Wykres trójkątny Ge [kg/h] względem X1 i X2 i X33000Ge120G 10v*65c

Ge [kg/h] = 9.47*x+10.6191*y+10.2972*z+0.2937*x*y-0.8352*x*z-0.031*y*z

> 10.6 < 10.5 < 10.3 < 10.1 < 9.9 < 9.7 < 9.5

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00X3

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00

X10.00 0.25 0.50 0.75 1.00

X2

Wykres trójkątny Ne [kW] względem X1 i X2 i X33000Ne120 10v*65c

Ne [kW] = 37,3846*x+37,4767*y+36,7449*z-0,869*x*y-1,0171*x*z-0,8673*y*z

> 37,4 < 37,4 < 37,3 < 37,2 < 37,1 < 37 < 36,9 < 36,8

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny CO [ppm] względem X1 i X2 i X33000CO120 10v*65c

CO [ppm] = 39,272*x+79,6881*y+40,2993*z-20,0659*x*y+212,4476*x*z+67,215*y*z

> 90 < 90 < 80 < 70 < 60 < 50 < 40

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny ge [g/kWh] względem X1 i X2 i X33000ge120 10v*65c


> 280 < 279 < 274 < 269 < 264 < 259 < 254

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny D [g/kWh] względem X1 i X2 i X33000D120 10v*65c

D [g/kWh] = 0,0101*x+0,0027*y+0,012*z-0,0024*x*y+0,0246*x*z+0,0198*y*z

> 0,016 < 0,015 < 0,013 < 0,011 < 0,009 < 0,007 < 0,005 < 0,003

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny NOx [ppm] względem X1 i X2 i X33000NOx120 10v*65c

NOx [ppm] = 795,6354*x+721,8398*y+765,8396*z+185,3555*x*y-305,0534*x*z-505,4907*y*z

> 800 < 780 < 740 < 700 < 660 < 620

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2 Rys. 6. Wpływ składu paliwa na parametry silnika, n = 3000 obr/min, Mo = 120 Nm:





Wykres trójkątny Ge [kg/h] względem X1 i X2 i X33000GeMaxG 10v*65c

Ge [kg/h] = 16.9983*x+18.6375*y+17.8095*z+1.901*x*y-3.1585*x*z-6.1734*y*z

> 18.6 < 18.6 < 18.2 < 17.8 < 17.4 < 17 < 16.6

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00X3

0.00

0.25

0.50

0.75

1.00

X10.00 0.25 0.50 0.75 1.00

X2

Wykres trójkątny Ne [kW] względem X1 i X2 i X33000NeMax 10v*65c

Ne [kW] = 74,1794*x+73,5692*y+70,1992*z+4,4202*x*y-9,2697*x*z-28,9445*y*z

> 74 < 73 < 71 < 69 < 67 < 65

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny CO [ppm] względem X1 i X2 i X33000COMax 10v*65c

CO [ppm] = 150,0289*x+133,586*y+98,1299*z-29,5512*x*y-54,3046*x*z-36,3039*y*z

> 150 < 150 < 140 < 130 < 120 < 110 < 100

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny ge [g/kWh] względem X1 i X2 i X33000geMax 10v*65c


> 255 < 255 < 250 < 245 < 240 < 235 < 230

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny D [g/kWh] względem X1 i X2 i X33000DMax 10v*65c

D [g/kWh] = 0,2059*x+0,0914*y+0,1074*z+0,0375*x*y-0,2888*x*z-0,2169*y*z

> 0,2 < 0,19 < 0,17 < 0,15 < 0,13 < 0,11 < 0,09 < 0,07 < 0,05

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2

Wykres trójkątny NOx [ppm] względem X1 i X2 i X33000NOxMax 10v*65c

NOx [ppm] = 1107,4881*x+1164,8327*y+1211,2134*z+170,5795*x*y-23,9852*x*z-72,4317*y*z

> 1200 < 1188 < 1168 < 1148 < 1128 < 1108

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00X3

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

X10,00 0,25 0,50 0,75 1,00

X2 Rys. 7. Wpływ składu paliwa na parametry silnika, n = 3000 obr/min, Mo = max:




2 (189) 2012 91

PODSUMOWANIE

Z analizy wyników obliczeń wynika, że własności silnika zmieniają się wraz z prędkością obrotową. Optymalny skład paliwa różni się też ze względu na anali-zowaną zmienną niezależną.

Ze względu na jednostkowe zużycie paliwa optymalny skład paliwa zawierał stuprocentowe paliwo F-34. Ze wzrostem stężeń pozostałych składników, zwłaszcza RME, następowało pogorszenie jednostkowego zużycia paliwa ge. Różnica pomię-dzy minimalną i maksymalną wartością ge wynosiła 25 g/kWh.

W zakresie wielkości efektywnych mocy i momentu obrotowego analizę można prowadzić tylko w warunkach maksymalnego obciążenia, ponieważ dla stałego obciążenia Mo = 120 Nm różnice wartości mocy także są nieznaczne. Dla maksymal-nego obciążenia optymalne warunki z punktu widzenia osiągnięcia maksymalnej mocy otrzymano dla mieszaniny 60 procent paliwa X2 i 40 procent paliwa X3 (18% F-34, 78% bioestru i 4% spirytusu).

Ze względu na stężenie CO w spalinach we wszystkich przypadkach pręd-kości i obciążenia, za wyjątkiem prędkości 3000 i obciążenia 120 Nm, najniższą emisję zanotowano dla mieszaniny zawierającej około 50 procent paliwa X2 i 50 procent paliwa X3 (22.5% F-34, 72.5% bioestru i 5% spirytusu).

W przypadku tlenków azotu NOx najniższe stężenia osiągnięto w zakresie prędkości 1500 obr /min dla wszystkich mieszanin paliwa X1 i X2 (F-34 i bioester). Minimum stężenia NOx osiągnięto dla czystego paliwa X3 (F-34). Wprowadzenie dodatku spirytusu powodowało wzrost stężenia NOx osiągającego maksymalne war-tości dla mieszaniny 50 procent X2 i 50 procent X3 (22.5% F-34, 72.5% bioestru i 5% spirytusu).

W zakresie zadymienia spalin najkorzystniejszy skład paliwa przy prędkości 1500 obr/min zawierał 75 procent X1 i 25 procent X3 (83.5% F-34, 13.5% bioestru i 3% spirytusu etylowego). Najwyższe wartości zadymienia osiągnięto podczas pracy na czystym paliwie X1 (F-34).

Dla prędkości 3000 obr/min wyniki nie są jednoznaczne. Dla obciążenia maksymalnego (punkt na charakterystyce zewnętrznej) najkorzystniejsze warunki osiągnięto dla mieszaniny 50 procent X2 i 50 procent X3 (22.5% F-34, 72.5% bio-estru i 5% spirytusu), a najmniej korzystne dla czystego paliwa X1 (100% F-34). Dla prędkości obrotowej 3000 obr/min i obciążenia 120 Nm najkorzystniejsze za-dymienie osiągnięto dla czystego paliwa X2 (100% bioester), a najmniej korzystne dla składu paliwa, który przy prędkości 1500 obr/min był najkorzystniejszy (70% X1 i 30% X3) — 83.5% F-34, 13.5% bioestru i 3% spirytusu etylowego.



BIBLIOGRAFIA

[1] Baczewski K., Kałdoński T., Paliwa do silników o zapłonie samoczynnym, WKŁ, Warszawa 2004.

[2] Daisuke K., Hajime I., Yuichi G., Akira N, Yuzo A., Application of Biodiesel Fuel to Modern Diesel Engine, SAE Technical Papers 2006-01-0233, 2006.

[3] Hasegawa M., Sakurai Y., Kobayashi Y., Oyama N., Sekimoto M., Watanabe H., Effects of Fuel Properties (Content of FAME or GTL) on Diesel Emissions Under Various Driving Modes, SAE Technical Paper 2007-01-4041, 2007.

[4] Kałużyński M., Reksa M., Zarudzka E., Wpływ dodatków estrów metylowych na właściwości biodiesla i toksyczność spalin silnika Diesla, ‘Journal of KONES Powertrain and Transport. European Science Society of Powertrain and Transport Publications’, 2006, No 4, Vol. 13.

[5] Mayer A., Czerwiński J., Wyser M., Mattrel P., Heitzer A., Impact of RME/ Diesel Blends on Particle Formation, Particle Filtration and PAH Emissions, SAE Technical Papers 2005-01-1728, 2005.

[6] Szlachta Z., Zasilanie silników wysokoprężnych paliwami rzepakowymi, WKŁ, Warszawa 2002.

M E T H O D O L O G Y U S E D T O D E T E R M I N E T H R E E - C O M P O N E N T O P T I M U M M I X T U R E

T O F E E D C O M M O N R A I L E N G I N E

ABSTRACT

The problem of fuel supply for military vehicles is growing along with the number of vehi-cles in armies. Another problem is the use of biocomponent agents which change the properties of basic fuels. Therefore it is necessary to take steps to adapt the engines to use fuels form re-newable sources. The aim of the investigations was to experimentally select three-component mixtures (fuel R-34, RME, ethanol) and to determine their effect on performance parameters and the composition of gases in a Renault G9T diesel engine. As a result of the investigations con-ducted it was found out that parameters of the CR engine with fed with fuel F-34 and mixtures partially changed as compared with the basic fuel, which was diesel oil. In addition it was impossible to determine the optimum mixture.

Keywords: combustion engine, fuel system, F-34 fuel, esters.


93

W a l d e m a r M i r o n i u k A k a d e m i a M a r y n a r k i W o j e n n e j

C O M P U T E R V I S U A L I S AT I O N O F F L O O D I N G D A M A G E D C O M PA RT M E N T S

I N V E S S E L T Y P E 8 8 8

ABSTRACT

The paper presents research on damage stability and unsinkability. The result of it is a valuable source of knowledge of ship performance while flooding its compartments. The paper includes a short description of accidents of and damage sustained by Polish vessels in 1985–2004. It also includes the method for calculating a volume of a damaged compartments. To calculate a real quantity of the water, the permeability of flooding compartment μ is used. Permeability of the main engine and auxiliary power plant was estimated on the basis of preliminary research presented in the paper. Its value depends on the height of the water inside the compartment. The built-in computer program was used to show the simulation of the flooding process of the damaged main engine and auxiliary power plant in ship type 888 was shown. The results of the experiments can be a base to define general rules to make proper decisions during the process of damage control.

Keywords: damage stability, flooding damaged compartments, vessel type 888.

INTRODUCTION

Even highly organized fleets struggle with accidents and technical break-downs which cannot be completely eliminated. The breakdowns can be classified based on their causes. The basic causes of the breakdowns are: warfare, defects of materials and defects within the production process, constructional defects, techno-logical defects in the process of renovation, material’s wear and tear, not meeting the requirements in operating and servicing an equipment, not taking security measures while storing dangerous cargoes, e.g. explosive materials, petroleum products and other chemical components of serious fire hazard.

A partial or total loss in functionality of mechanisms and installations can occur both during warfare and during daily operating a ship. Failures caused by

Waldemar Mironiuk


navigational mistakes or wrong maneuverability represent a group of ship accidents and breakdowns which can lead to dangerous lost of floating of a ship due to flooding its compartments. The statistical data prepared by the Polish Navy Commission of War-ship Accidents and Breakdowns reveal 156 vessel accidents and breakdowns between 1985 and 2004 year. The data mentioned are presented in figure 1 [4].

Fig. 1. The overall structure of accidents and breakdowns between 1985–2004

Source: own study. In a situation of a breakdown crew activities deciding about ability of a vessel

to fight should be directed to take a proper actions during the process of damage control and to protect stability, sinkability and maneuverability of the ship.

Exercises within the confines of the process of damage control, apart from construction solutions, increase the safety of both a ship and crew. Training is carried out in well prepared training centers which are situated in the United Kingdom, Germany, Netherlands and Pakistan. The centers are equipped with ship models designed for simulating failure states which most frequently occur while operating a ship. The same models were also used in the experiments reported in the paper. One of the goals of the experiments mentioned was to determine the following pa-rameters: real quantity of water inside the damaged compartments and draught of the ship type 888 after hull damage. Presently, there are used only simplified method to calculation parameters above. The method presented in the paper has a distinctive difference compared to the existing, similar methods talk in some publications. The worked out method presents the permeability value depended on the water level inside the damaged compartment. Due to this, we can estimate more accurate quantity of the water in the compartment and finally more accurate the flooding time damaged compartment. The aim of presented method is providing experimental validation.

13

65

0 2 4 6 8

10 12 14 The annual

mean of accidents and ship's breakdowns

1985–1990 1991–1998 1999–2004years

Computer visualisation of flooding damaged compartments in vessel type 888

2 (189) 2012 95

Information about: real quantity of water inside the damaged compartments and stability parameters is very important for a commanding officer. It enables him to make a proper decision during the process of damage control. The officer, based on the information should determine the point in time, when further fighting for unsinkability is senseless and when all effort should be directed to save the crew and documents.

COMPUTING THE VOLUME OF DAMAGED COMPARTMENTS

The volume and shape of a damaged compartment is necessary to present a simu-lation process of flooding damaged compartments. The lines plan of the ship’s hull is used to compute the theoretical volume. Moreover, the plan was also used to have sections extracted at the place of ribs number 35, 40, 45, 50, where we can find the damaged com-partment. The sections are shown in figure 2 [5, 7].

0

1

2

3

4

5

6

7

0 1 2 3 4 5 6 7

y [m]

rib 25 rib 35

Hei

ght o

f the

com

part

men

t z [m

]

0

1

2

3

4

5

6

7

0 1 2 3 4 5 6 7

y [m]

Hei

ght o

f the

com

part

men

t z

[m]

rib35 rib 40 ribs 45 and 50

Fig. 2. Sections of: a) auxiliary power plant; b) engine room Source: own study.

a)

b)

Waldemar Mironiuk


The area of the sections was calculated to estimate the accurate volume of the damaged compartment. Integral curves of sectional areas, obtained in this way, are presented in graphic form as a multinomial degree 7 in figure 3.

a)

0

1

2

3

4

5

6

7

0 5 10 15 20 25 30 35Sections F [m ]

Hei

ght o

f the

com

part

men

t z [m

]

rib 35 rib40 ribs45 and 50

b)

0

1

2

3

4

5

6

7

0 5 10 15 20 25 30 35 2Sections F[m ]

rib 25 rib 35

z [m

]

Fig. 3. Integral curve sectional areas: a) engine room; b) auxiliary power plant

Source: own study.

Using section areas and a distance between them, the theoretical compartment volume can be calculated, by the formula [1, 2]:

( )∑ ⋅+= +

21 wii

tlFFv , (1)


2 (189) 2012 97

where:

wl = the distance between sectional areas, and

1, +ii FF = section areas.

THE PERMEABILITY CALCULATION

The volume of the empty compartment was calculated with the aid of the computer program. The real quantity of the water, flooding the compartment, is less than the theoretical volume of the compartment due to the volume of all mechanisms and devices inside the compartment. Usually, to calculate a real quantity of the water, the permeability of flooding compartment μ is used. Permeability is used in ship survivability and damaged stability calculations. In this case, the permeability of a space is a coefficient from 0 to 1. The permeability of a space is the percentage of volume of the space which may be occupied by seawater if the space is flooded. The remaining volume (not filled with seawater) being occupied by machinery, cargo, accommodation spaces, etc.

The values of permeability for compartment is calculated by the formula [1]:

tv

v=μ , (2)

where:

tv = theoretical compartment volume;

v = real quantity of the water inside the compartment.

The numerical value of the permeability depends on both, a kind and desti-nation of damaged compartment. The permeability of the compartment μ, which is announced in the SOLAS Convention, is usually used to calculate the real volume of the compartment. Typical values from the SOLAS Convention are:

— 0.95 for voids (empty spaces), tanks, and living spaces; — 0.85 for machinery spaces; — 0.60 for spaces allocated to stores.

This implies that for damaged stability calculation purposes, machinery spaces are only 15% full with machinery by volume (100% — 85% = 15%). In preliminary research presented in the paper, permeability of the main engine room and the auxiliary

Waldemar Mironiuk


power plant was estimated. Its value depends on the height of the water inside the compartment. The graph of the permeability is shown in figure 4 [5, 7].

a)

Hei

ght o

f the

com

partm

ent z

[m]

The permeability µv b)

0

1

2

3

4

5

6

7

0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1

The permeability μ v

Hei

ght o

f the

com

partm

ent

z [m

]

Fig. 4. Graph of permeability: a) the auxiliary power plant; b) the engine room permeability μv

Source: own study.

The average value of the permeability for chosen compartments, obtained as a result of experiments, is comparable with the value of the SOLAS Convention and equals 0,84.


2 (189) 2012 99

THE MODEL OF SIMULATION FOR DAMAGED COMPARTMENTS

The simulation models of the auxiliary power plant and the engine room, equipped with all main mechanisms and devices, were made in the next part of the research. The view of the compartments being flooded and the position of the ship are shown in figure 5 [5, 7].

a)

b)

Fig. 5. Compartments being flooded: a) auxiliary power plant; b) engine room

Source: own study.

Waldemar Mironiuk


CONCLUSIONS

Computer visualisation of flooding process damaged compartments and ship position can be a base to define general rules to make proper decisions during the process of damage control. The method of determining the permeability presented in the paper enables us to calculate the real quantity of water inside the damaged com-partment more accurate. The modified method can be used to calculate the flooding time tf for ship type 888 with different types of hull damages. The method can be adopted for some other type of ship.

REFERENCES

[1] Derrett D. R., Ship stability for Masters and Mates, BH, UK, Oxford 2003. [2] Dudziak J., Teoria okrętu, WM, Gdańsk 2006. [3] Jakus B., Korczewski Z., Mironiuk W., Szyszka J., Wróbel R., Obrona przeci-

wawaryjna okrętu, AMW, Gdynia 2001. [4] Korczewski Z., Pawlędzio A., Wróbel R., Analiza ilościowa wypadków i awa-

rii na okrętach Marynarki Wojennej RP w latach 1985–2004, „Przegląd Mor-ski”, 2005, nr 2.

[5] Kowalke O., Komputerowa symulacja zatapiania przedziału siłowni okrętu typu 888, AMW, Gdynia 2006.

[6] Mironiuk W., Preliminary research on stability of warship models, COPPE Brazil, Rio de Janeiro 2006.

[7] Tarnowski K., Badania modelowe stateczności awaryjnej okrętu typu 888 po zatopieniu siłowni pomocniczej, AMW, Gdynia 2008.

K O M P U T E R O W A W I Z U A L I Z A C J A Z A L A N I A U S Z K O D Z O N Y C H G R O D Z I

J E D N O S T K I T Y P U 8 8 8

STRESZCZENIE

Artykuł zawiera badania stabilności i niezatapialności. Ich wynikiem jest cenne źródło wie-dzy o zachowaniu się jednostki podczas zatapiania jej grodzi. Artykuł stanowi krótki opis wypadków


2 (189) 2012 101

i uszkodzeń polskich jednostek w latach 1985–2004. Przedstawiono w nim także metodę oblicza-nia pojemności uszkodzonych grodzi. W celu obliczenia rzeczywistej ilości wody zastosowano przepuszczalność zalanej grodzi μ. Przepuszczalność silnika głównego i pomocniczego została oszacowana na podstawie wstępnego badania przedstawionego w artykule. Jej wartość zależy od wysokości wody wewnątrz grodzi. Wykorzystano wbudowany program komputerowy dla pokaza-nia symulacji procesu zalewania uszkodzonego silnika głównego i pomocniczego w jednostce typu 888. Wyniki eksperymentów mogą być podstawą do zdefiniowania ogólnych zasad podej-mowania właściwych decyzji podczas walki z uszkodzeniem jednostki.

Keywords: stabilizacja uszkodzenia, grodzie uszkodzone zalaniem, jednostka typu 888.


103

B o g d a n P o j a w a K a m i l B o r s u k A k a d e m i a M a r y n a r k i W o j e n n e j

W Y Z N A C Z E N I E C H A R A K T E R Y S T Y K I W S P ÓŁP R A C Y O K RĘT O W E G O T U R B I N O W E G O

S I L N I K A S P A L I N O W E G O Z O D B I O R N I K I E M E N E R G I I

Z W Y K O R Z Y S T A N I E M T E C H N I K I P L A N O W A N I A E K S P E R Y M E N T U

STRESZCZENIE

Proces eksploatacji okrętowych turbinowych silników spalinowych opiera się na ich cha-rakterystykach, w tym na charakterystyce współpracy silnika z odbiornikiem energii, szczególnie jeżeli odbiornikiem energii jest śruba o skoku nastawnym. Dokumentacja okrętowa często nie zawiera tego rodzaju charakterystyk. Istnieje zatem potrzeba opracowania metody jej wyznacza-nia. Podejmując się próby wyznaczenia charakterystyki współpracy wybranego turbinowego silni-ka spalinowego z odbiornikiem energii, postanowiono dokonać tego w sposób analityczny, z wykorzystaniem techniki planowania eksperymentu. Mając na uwadze wstępny charakter ba-dań, postanowiono je wykonać na stanowisku laboratoryjnym z turbinowym silnikiem spalinowym GTD-350 współpracującym z hamulcem wodnym Froude’a. W artykule przedstawiono podstawy teoretyczne planowania doświadczeń, sposób realizacji badań wstępnych oraz ich wyniki. Dla otrzymanych wyników badań przeprowadzono badanie adekwatności, w tym analizę statystyczną i merytoryczną. Na podstawie otrzymanych wyników badań adekwatności sformułowano wnioski.

Słowa kluczowe: charakterystyki okrętowych turbinowych silników spalinowych, planowanie doświadczeń, plan eksperymentu, okrętowy turbinowy silnik spalinowy.

WSTĘP

Podczas eksploatacji wielosilnikowych układów napędowych bardzo waż-nym zagadnieniem jest równomierność obciążania silników napędowych. Jest to



szczególnie ważne w przypadku, gdy występuje praca dwóch lub więcej silników na jedną linię wałów. Istnieje wiele sposobów realizacji równomierności obciążeń pra-cujących silników, jednak najlepszym rozwiązaniem jest sterowanie ich pracą we-dług momentu obrotowego, który w sposób bezpośredni wyraża ilość dysponowanej energii mechanicznej. W takich przypadkach bardzo ważne są charakterystyki współpracy silników napędowych z odbiornikiem energii. Pozwalają one na okre-ślenie zastosowań silników oraz analizę ich osiągów, tym samym pozwalają na usta-lenie strategii i kosztów ich eksploatacji. Charakterystyka współpracy pozwala eksploatatorowi na sterowanie równomiernością obciążeń silników zgodnie z cha-rakterystyką lub jej wykorzystanie w automatycznych układach sterowania. Przy-kładem może być tutaj układ automatycznego sterowania obciążeniem okrętowego turbinowego silnika spalinowego LM 2500. Układ ten realizuje program utrzymania stałej prędkości pływania okrętu, dobierając odpowiedni skok śruby nastawnej oraz wielkość strumienia paliwa. Realizacja równomierności obciążeń przebiega w oparciu o moment obrotowy wyznaczany nie na podstawie pomiaru, a na podstawie parame-trów termogazodynamicznych. Realizuje to tzw. komputer momentu obrotowego, który online wyznacza moment obrotowy turbiny napędowej na podstawie pomiaru wybranych parametrów pracy silnika. Wobec barku modelu matematycznego, we-dług którego jest on wyznaczany, wystąpiły problemy w okresowej jego weryfikacji, na przykład podczas badań diagnostycznych.

Powyższe stało się inspiracją do podjęcia badań wstępnych, których celem było opracowanie wiarygodnego modelu matematycznego pozwalającego wyznaczyć charakterystykę dla różnych warunków współpracy okrętowego turbinowego silnika spalinowego ze śrubą o skoku nastawnym. Do wyznaczenia modelu matematycznego przedmiotowej charakterystyki wykorzystano teorię planowania eksperymentu, która jednocześnie pozwala na racjonalne i efektywne badania. Przeprowadzono je na sta-nowisku laboratoryjnym z turbinowym silnikiem spalinowym GTD-350.

PODSTAWY TEORII PLANOWANIA EKSPERYMENTU

Teoria planowania eksperymentu ma charakter ogólny, niezależny od dys-cypliny naukowej, łącząc w sobie teorię doświadczeń oraz teorię pomiarów. Stanowi całokształt czynności mających na celu wyznaczenie zależności funkcyjnych między wielkościami charakteryzującymi rozpatrywany obiekt badań. Obejmuje sobą mode-lowanie matematyczne, planowanie doświadczeń (eksperymentów) oraz statystycz-ną i merytoryczną analizę wyników pomiarów [1, 5].

Wyznaczenie charakterystyki współpracy okrętowego turbinowego silnika spalinowego…

2 (189) 2012 105

M o d e l o w a n i e stanowi całokształt czynności związanych z określeniem zasady funkcjonowania obiektu badań. Obiektem badań doświadczalnych może być urządzenie lub zespół urządzeń, a także zbiór zdarzeń związanych z funkcjonowa-niem zespołu urządzeń nazywany procesem [1, 5]. Celem modelowania jest uzyska-nie wiarygodnego modelu matematycznego (z założonym stopniem uproszczenia), umożliwiającego przedstawienie rzeczywistego funkcjonowania i zachowywania się obiektu badań w różnych warunkach jego pracy [5]. W badaniach maszyn i urzą-dzeń technicznych można wyróżnić następujące cele tworzenia modeli:

— dla potrzeb projektowania, gdzie model służy do optymalizacji struktury i para-metrów konstruowanego obiektu i jest narzędziem oceny „jakości” konstrukcji, eliminacji słabych ogniw itp.;

— dla potrzeb diagnostyki, gdzie model jest podstawą do ustalenia algorytmu dia-gnozowania, który prowadzi do określenia stanu aktualnego (diagnozy) i przy-szłego obiektu (prognozy);

— dla potrzeb użytkowania i sterowania, wykorzystującego model do podejmowa-nia decyzji związanych z funkcjonowaniem obiektu (decyzje eksploatacyjne).

Model matematyczny obiektu badań określa się za pomocą właściwych dla niego wielkości fizycznych, pomiędzy którymi zachodzą zależności o charakterze przyczynowo-skutkowym. Zależności te są odwzorowaniem aktualnie posiadanej wiedzy o obiekcie badań, stąd też modele podlegają procesowi ciągłego doskonalenia. Przy budowie modelu matematycznego w pierwszej kolejności korzysta się z podsta-wowych praw i aksjomatów fizyki, wyrażających równowagę sił, momentów, bilanse energetyczne itp. Umożliwiają one analizę teoretyczną obiektu badań, która może być niezależna od badań doświadczalnych. Jeżeli jednak nieznane są podstawy teo-retyczne lub zjawiska występujące w obiekcie badań są szczególnie złożone, można postępować odmiennie. Należy wówczas utworzyć model jakościowy, następnie opracować plan doświadczenia, a po zrealizowaniu doświadczenia i analizie wyni-ków dążyć za pomocą funkcji obiektu badań, będącej jedynie funkcją aproksymującą, do utworzenia modelu matematycznego obiektu badań. Dążąc do utworzenia modelu matematycznego, należy uwzględnić to, że model jest pojęciem idealnym, abstrak-cyjnym, który tworzy się na podstawie pewnych, ustalonych z góry założeń upraszcza-jących. Model jest więc zawsze „prawdziwy” jako pojęcie matematyczne, natomiast dyskusji podlega jego adekwatność do rzeczywistego obiektu badań. Można więc stwierdzić, że obiekt badań jest tylko jeden, natomiast modeli matematycznych mo-że być wiele. Należy więc wybrać najbardziej odpowiedni model matematyczny, uwzględniający przyjęte kryteria adekwatności do rzeczywistego obiektu badań.



Obiekt badań doświadczalnych może być przedstawiony w postaci tzw. „czarnej skrzynki” [1, 5], którą przedstawia rysunek 1.

OBIEKTBADAŃ

y1y2

ym

Y:x1x2

xn

X:

z2z1

S:

zk

s 2s 1 s j

Z:

Rys. 1. Wielkości charakteryzujące obiekt badań: X — wielkości wejściowe; Y — wielkości wyjściowe; Z — wielkości zakłócające; S — wielkości stałe

Źródło: Z. Polański, Planowanie doświadczeń w technice, PWN, Warszawa 1984.

Tak przyjęty obiekt badań określa się za pomocą właściwych dla niego wiel-kości fizycznych wyjściowych Y, zależnych od wielkości wejściowych X (wielkości niezależne), przy jednoczesnym oddziaływaniu czynników zakłócających Z oraz ist-nieniu czynników stałych S [1, 5]. Powyższa relacja może być zapisana w postaci:

)...,,...,,...,( 112121 jknm ssszzzxxxfy = . (1)

Przedstawiona zależność stanowi jakościowy model matematyczny obiektu badań, na podstawie którego, w wyniku badań doświadczalnych, możliwe jest wy-znaczenie funkcji obiektu badań [1, 5]. W zależności tej wielkości wejściowe są wielkościami sterującymi obiektem badań, określającymi warunki jego działania. Wielkości wyjściowe są wielkościami decydującymi o podstawowych właściwo-ściach obiektu badań z punktu widzenia przyjętych kryteriów (fizycznych, technicz-nych itp.). Czynniki zakłócające są znane i mierzalne, lecz celowo pomijane albo znane, lecz niemierzalne, albo nieznane, a ich wpływ jest przypadkowy. Natomiast wielkości stałe są wielkościami, których wpływ z różnych względów nie interesuje badacza, jednak mogą określać obszar warunków prowadzonych badań. Często uznawane są za wielkości umowne, które dla skrócenia zapisu wyłączane są z zależ-ności (1) opisującej jakościowy model matematyczny obiektu badań [5].

Funkcję obiektu badań można wyznaczyć jako zależność aproksymującą wyniki pomiarów [5, 6]. W ujęciu ogólnym zagadnienia aproksymacji funkcji obiektu badań dotyczą:

— wyboru funkcji mającej stanowić funkcję obiektu badań; — wyboru metody aproksymacji wyników pomiarów za pomocą wybranej funkcji.


2 (189) 2012 107

Funkcja obiektu badań powinna w prostej, skondensowanej postaci równa-nia matematycznego opisywać wyniki przeprowadzonych doświadczeń. Dlatego też wybór funkcji obiektu badań spośród wielu możliwych funkcji aproksymacyjnych powinien uwzględniać zalecenia wynikające z analizy podstaw teoretycznych zjawisk występujących w obiekcie badań oraz dążenie do zgodności z wynikami pomiarów.

Zagadnienie aproksymacji wyników badań doświadczalnych dotyczy zastąpie-nia z określoną dokładnością zbioru wartości wielkości wyjściowych {y}, stanowią-cych wyniki pomiarów odpowiadających układowi wartości wielkości wejściowych {x}, pewną funkcją [5]:

)(~)( xFyxFy ==((

. (2)

Aproksymacja obarczona jest pewnym błędem (tzw. błędem aproksymacji), który należy oszacować [5, 6]. Do najczęściej stosowanych metod aproksymacji, znajdujących szersze zastosowanie praktyczne w badaniach doświadczalnych, zali-cza się metody:

— najmniejszych kwadratów; — interpolacji; — interpolacji za pomocą funkcji sklejanych; — analizy częstotliwościowej.

Kolejnym etapem badań jest p l a n o w a n i e d o św i a d c z e n i a (ekspe-rymentu) polegające na przyjęciu odpowiedniego programu doświadczenia, według którego będą wykonywane pomiary. Program ten często nazywany jest planem do-świadczenia (programem pomiarów). Pomiary powinny być wykonane z zachowa-niem wymaganej niepewności pomiaru, z uprzednio wykonaną kalibracją torów pomiarowych. Wybór właściwego programu doświadczenia stanowi jedną z waż-niejszych decyzji, którą podejmuje się zaraz na początku badań doświadczalnych [1, 5]. Na tę decyzję mają wpływ trzy podstawowe przesłanki:

− informacja o obiekcie badań, zwłaszcza o rodzaju obiektu i jego właściwościach; − celowość badań, zwłaszcza określenie, czy badania mają charakter poznawczy

czy utylitarny; − określenie jakościowego modelu matematycznego (funkcji) obiektu badań, zwią-

zanego bezpośrednio ze stanem znajomości właściwych temu modelowi podstaw teoretycznych.

Wybór funkcji obiektu badań spośród wielu możliwych funkcji aproksyma-cyjnych to kompromis uwzględniający [1, 5]:



— zalecenia wynikające z analizy podstaw teoretycznych zjawisk występujących w obiekcie badań;

— dążenie do zgodności z wynikami pomiarów — funkcja obiektu powinna w prostej, skondensowanej postaci równania matematycznego opisywać wyniki przepro-wadzanych doświadczeń.

Dodatkowo należy dążyć do [1, 5]:

— wygodnego i praktycznego sposobu wykorzystania otrzymanej funkcji obiektu badań; wyraża się to np. zgodnością z tradycją „wzorów” stosowanych w danej dyscyplinie naukowej, łatwością obliczeń inżynierskich, a nawet tym, aby wzór nie był zbyt „długi”;

— uproszczenia technologii aproksymacji, czyli stosowania prostych pod wzglę-dem rachunkowym sposobów aproksymacji.

Wybierając konkretny program doświadczenia, należy wziąć pod uwagę (poza powyższymi przesłankami) jego cechy i możliwe zastosowania, z uwzględ-nieniem trzech podstawowych kryteriów [1, 5]:

1. Realizowalności — należy sprawdzić, czy program doświadczenia jest możliwy do realizacji dla danego obiektu badań przy zastosowaniu określonych metod i środków pomiarowych. W praktyce oznacza to, że wielkości wejściowe muszą być mierzalne z niepewnością mniejszą od zakresu zmian narzucanych przez program oraz obiekt badań musi prawidłowo funkcjonować w przyjętych ukła-dach (skojarzeniach) wartości wielkości wejściowych.

2. Informatywności — określa zdolność programu do dostarczenia takiej ilości informacji na temat obiektu badań, która pozwoli spełnić ich cel. Praktycznie kryterium to sprowadza się do sprawdzenia, czy dany program doświadczenia umożliwia utworzenie modelu matematycznego obiektu badań. Każdy program doświadczenia, dla którego liczba układów n (punktów pomiarowych) jest nie mniejsza od niewiadomej liczby współczynników Nb występujących w funkcji obiektu badań, może — przy pewnych warunkach dodatkowych — spełnić tego rodzaju kryterium informatywności:

n ≥ Nb. (3)

Dodatkowo kryterium informatywności utożsamia się z ilościową miarą niedo-kładności funkcji obiektu badań. Często jest to traktowane jako dodatkowe kry-terium — adekwatności. Polega ono na uzyskaniu takiej funkcji obiektu, która dobrze obrazuje jego właściwości zgodnie z przyjętymi kryteriami.


2 (189) 2012 109

3. Efektywności — polega na sprawdzeniu, czy program doświadczenia, możliwy do realizacji i zapewniający informatywność odpowiadającą celowi badań, jest jednocześnie programem minimalizującym nakłady wymagane do jego realiza-cji. Sprowadza się to do czasu trwania eksperymentu oraz niezbędnych kosztów, które uzależnione są od liczby pomiarów (układów pomiarowych n).

Istnieje wiele klasyfikacji programów doświadczeń w zależności od przyję-tych kryteriów. Powszechnie przyjęty jest ich podział na statyczne oraz dynamiczne. Programy statyczne stosuje się dla statycznych obiektów badań, cechują się one ustaleniem układów wartości czynników badanych xi przed rozpoczęciem ekspery-mentu, a wyniki poszczególnych pomiarów nie mają wpływu na jego program [1, 5]. Programy dynamiczne stosuje się natomiast do dynamicznych obiektów badań, cha-rakteryzują się one tym, że kolejne punkty pomiarowe wynikają z poprzednich, na przykład poprzez zastosowanie iteracyjnej metody doboru układów punktów [1, 5]. W badaniach powszechnie stosuje się programy statyczne, które dzieli się na:

1. Zdeterminowane, w których realizuje się wszystkie układy wielkości wejścio-wych, ustalonych przed rozpoczęciem badań doświadczalnych na podstawie da-nego programu. W trakcie realizacji programu układy te nie ulegają zmianie.

2. Randomizowane, w których — podobnie jak w programach zdeterminowanych — realizuje się z góry ustalone, jednak wybrane losowo układy wielkości wej-ściowych. Stosuje się je wówczas, gdy informacje na temat badanego obiektu są ograniczone.

3. Optymalizacyjne, w których pomimo statycznego obiektu badań — podobnie jak w programach dynamicznych — kolejne układy wielkości wejściowych wy-nikają z poprzednich, a celem tych programów jest uzyskanie ekstremum funk-cji obiektu badań.

Dalsza kwalifikacja programów doświadczeń wyróżnia programy kompletne lub selekcyjne. Podstawową cechą planów kompletnych jest to, że liczba układów wartości wielkości wejściowych jest największą liczbą, jaka może być utworzona przy ustalonym zakresie zmienności i przyjętej dyskretyzacji tych wartości. Plany kompletne zapewniają więc maksymalną informatywność kosztem efektywności. W badaniach doświadczalnych należy dążyć do możliwie maksymalnej efektywności przy zachowaniu informatywności. Takie założenia spełniają plany selekcyjne. Plany te utworzone są w wyniku wyboru pewnych układów z programu kompletnego, przy zastosowaniu ewentualnych modyfikacji układów. Zarówno wybór, jak i modyfikacja przeprowadzone są na podstawie różnych zasad i kryteriów. Stąd wynika różnorod-ność programów selekcyjnych, które dzielą się na dwie zasadnicze grupy [1, 5]:



1. Programy monoselekcyjne, zwane też jednoczynnikowymi. Badania według tego programu wykonuje się w ten sposób, że zmieniając kolejno wartości jed-nej wielkości wejściowej x, mierzy się wartości wyjściowe z, przy czym pozo-stałe wielkości wejściowe w tym czasie przyjmuje się jako stałe. W wyniku tego programu otrzymuje się zbiór funkcji obiektu badań, oddzielnie dla każdej wiel-kości wejściowej x.

2. Programy poliselekcyjne, zwane też wieloczynnikowymi. W programach tych struktura odgrywa rolę nadrzędną i do niej należy dostosować zbiór wartości wiel-kości wejściowych. Przesłanki pozametodyczne (np. charakterystyka rzeczywistego obiektu badań) mają jedynie wpływ na wybór zakresu (przedziału) wartości wiel-kości wejściowych. Dyskretyzacja wewnątrz przyjętego przedziału jest całkowicie podporządkowana przyjętemu programowi doświadczenia. Wśród programów po-liselekcyjnych wyróżnia się programy: frakcyjne, ortogonalne, rotalne, optymalne oraz specjalne.

A n a l i z a s t a t y s t y c z n a stanowi proces przetwarzania danych (wyni-ków pomiarów wykonanych zgodnie z przyjętym programem doświadczenia) w celu wykrywania prawidłowości w badanych zjawiskach i ich interpretowania za pomocą metod statystyki matematycznej. Umożliwia tym samym wyznaczenie funkcji obiektu badań, która może stanowić również jego model matematyczny. Na podstawie wy-ników analizy statystycznej uzyskuje się użyteczne informacje dotyczące rozpatry-wanego obiektu badań oraz formułuje się wnioski z przeprowadzonych badań. Najbardziej popularną miarą dopasowania otrzymanej funkcji obiektu badań do wyników pomiarów jest współczynnik determinacji R2. Obok analizy statystycznej należy również przeprowadzić a n a l i z ę m e r y t o r y c z n ą wyników badań. W szczególności dotyczy ona weryfikacji otrzymanego modelu matematycznego na zgodność odbywających się zjawisk fizycznych w rozpatrywanym obiekcie badań, z uwzględnieniem podstaw teoretycznych i zasad jego eksploatacji.

BADANIA WSTĘPNE

Dążąc do wyznaczenia charakterystyki współpracy okrętowego turbinowego silnika spalinowego ze śrubą o skoku nastawnym, z uwagi na zmianę skoku śruby, należy rozpatrywać nie jedną charakterystykę śrubową, ale ich rodzinę. Rodzina tych charakterystyk tworzy pole współpracy turbiny napędowej silnika turbinowego ze śrubą o skoku nastawnym. Z punktu widzenia eksploatatora oraz specyfiki eksploatacji


2 (189) 2012 111

okrętowych turbinowych silników spalinowych charakterystyka powinna przedsta-wiać zależność energii użytecznej doprowadzonej do odbiornika energii wyrażonej przez użyteczny moment obrotowy, w zależności od:

— parametru charakteryzującego stan energetyczny wytwornicy spalin silnika: • prędkości obrotowej wytwornicy spalin nWS, • temperatury splin za komorą spalania T3 lub za wytwornicą spalin T04, • ciśnienia powietrza za sprężarką p2

najczęściej parametrem tym jest prędkość obrotowa wytwornicy spalin nWS; — parametru charakteryzującego współpracę turbiny napędowej silnika ze śrubą,

przy określonym jej skoku najczęściej jest to prędkość obrotowa turbiny napędowej nTN.

Wyznaczenia modelu matematycznego powyższej charakterystyki dokona-no zgodnie z teorią planowania doświadczeń. W pierwszej kolejności dokonano scharakteryzowania oraz określenia zasad funkcjonowania obiektu badań. Badania postanowiono przeprowadzić na stanowisku laboratoryjnym z turbinowym silnikiem spalinowym GTD-350. Stanowisko przedstawia zminiaturyzowany okrętowy układ napędowy z turbinowym silnikiem spalinowym [3, 4]. Jego główne elementy stanowią: dwuwirnikowy turbinowy silnik spalinowy GTD-350, jednostopniowa przekładnia redukcyjna H-564 oraz odbiornik energii w postaci hamulca wodnego Froude’a typu HWZ-3. Z uwagi na zasadę działania hamulca obciążanie silnika odbywa się podob-nie jak w przypadku jego współpracy ze śrubą napędową o skoku nastawnym. Widok stanowiska przedstawia rysunek 2.

Rys. 2. Stanowisko laboratoryjne z turbinowym silnikiem spalinowym GTD-350

Źródło: zdjęcie wykonane przez autorów.



Następnie dokonano określenia zbioru wielkości charakteryzujących obiekt badań. Wielkości wejściowe stanowiły: prędkość obrotowa wytwornicy spalin nWS oraz prędkość obrotowa turbiny napędowej nTN. Wielkość wyjściową stanowił uży-teczny moment obrotowy M. Do zbioru wielkości stałych (S), których wartości nie zmieniają się w trakcie badań, zaliczyć można na przykład parametry struktury roz-patrywanego obiektu badań. Wielkości stałe często pomija się ze względu na zało-żony i niezmienny ich wpływ na wielkości wyjściowe w trakcie badań. Natomiast wielkości zakłócające (Z) to inne parametry, których wartości mogą ulegać zmianie w trakcie doświadczenia i mogą wpływać na wielkość wyjściową. Do tych parame-trów zalicza się temperaturę, ciśnienie oraz wilgotność bezwzględną otoczenia lub stan techniczny poszczególnych elementów silnika. Dlatego też w dalszej części badań wyniki pomiarów sprowadzono do normalnych warunków atmosferycznych. Za normalne warunki atmosferyczne (wzorcowe) przyjmuje się: ciśnienie barome-tryczne Pap WZ 1013250 = , temperaturę bezwzględną KT WZ 15,2880 = i wilgotność

bezwzględną 0=ϕ [4]. Wielkości charakteryzujące rozpatrywany obiekt badań przedstawia rysunek 3.

wie

lkoś

ciw

ejśc

iow

e

wie

lkoś

ciw

yjśc

iow

e

Rys. 3. Wielkości charakteryzujące rozpatrywany obiekt badań

Źródło: opracowanie własne. Na podstawie zbioru wielkości charakteryzujących obiekt badań, zgodnie

z zależnością (1), określono jego jakościowy model matematyczny:

M(nWS, nTN) = 0 (4)

oraz przyjęto funkcję aproksymacyjną w postaci wielomianu, jak również metodę aproksymacji.


2 (189) 2012 113

Do najczęściej stosowanych wielomianów aproksymacyjnych stosuje się wielomiany [1, 2, 5]:

− liniowe; − liniowe z interakcjami (uwzględniające współdziałania); − kwadratowe; − kwadratowe z interakcjami I rzędu.

Podczas badań dokonano równoczesnej analizy kilku wielomianów aprok-symacyjnych w celu wybrania najbardziej dopasowanego do wyników pomiarów. Do aproksymacji wykorzystano metodę najmniejszych kwadratów. Biorąc pod uwa-gę powyższe, przyjęto funkcje obiektu badań w postaci następujących wielomianów:

— liniową bez interakcji, wyrażoną wzorem

WSTN nbnbbM ⋅+⋅+= 210 ; (5)

— liniową z interakcjami, wyrażoną wzorem

WSTNWSTN nnbnbnbbM ⋅⋅+⋅+⋅+= 12210 ; (6)

— kwadratową bez interakcji, wyrażoną wzorem

222

211210 WSTNWSTN nbnbnbnbbM ⋅+⋅+⋅+⋅+= ; (7)

— kwadratową z interakcjami pierwszego rzędu, wyrażoną wzorem

WSTNWSTNWSTN nnbnbnbnbnbbM ⋅⋅+⋅+⋅+⋅+⋅+= 122

222

11210 . (8)

Kolejnym, bardzo ważnym etapem badań było przyjęcie odpowiedniego programu doświadczenia, według którego będą wykonywane pomiary, umożliwiają-cego wyznaczenie przyjętych wielomianów aproksymacyjnych. Ostatecznie do dal-szych badań wybrano program statyczny zdeterminowany, poliselekcyjny, rotalny. Program ten pozwala na wyznaczenie liniowej oraz kwadratowej funkcji obiektu badań, poza tym umożliwia wyznaczenie aproksymowanej wartości wielkości wyj-ściowej z taką samą dokładnością we wszystkich kierunkach wyznaczanej powierzch-ni odpowiedzi [1, 5]. Realizacja badań na podstawie programu poliselekcyjnego wymaga merytorycznie uzasadnionego kompromisu pomiędzy informatywnością a efektywnością. Niezbędna jest również wspomniana już realizowalność programu. Warunek ten w przypadku rozpatrywanego obiektu badań sprowadza się do spraw-dzenia możliwych skojarzeń wartości nWS i nTN w poszczególnych punktach pomia-rowych. Aby błąd aproksymacji był możliwie najmniejszy, poszczególne wartości



wielkości wejściowych powinny odpowiadać pierwiastkom wielomianów Czeby-szewa. Pierwiastki te wyznacza się z zależności [1, 5]:

( )nuTx⋅−⋅⋅

−=2

)12(cosˆ π , (9)

gdzie: x̂ — wartość standaryzowana (–α, –1, 0, 1, +α); u — kolejny układ (punkt pomiarowy) programu; n — liczba układów programu.

Powyższe oznacza, że wielkości wejściowe przekształca się w bezwymia-rowe wielkości standaryzowane (nazywane standaryzowaniem wielkości wejścio-wych) oraz rozwiązuje się dla nich wielomiany Czebyszewa [1, 5].

W programie rotalnym wielkości wejściowe przyjmują pięć wartości, ozna-czanych symbolicznie: –α, –1, 0, 1, +α. Punkty pomiarowe składające się z kombina-cji ± 1 nazywane są jądrem programu, punkty ± α to tzw. punkty gwiezdne, a punkty zerowe stanowią centrum programu. Korzystając z programu rotalnego, zaleca się zwiększenie liczby pomiarów w centrum programu, szczególnie w przypadku obiek-tywnej niemożliwości realizacji programu w pewnym jego punkcie [1, 5]. Skorzysta-no z takiej możliwości i przyjęto nie jeden, a pięć pomiarów w centrum programu.

Wartości rzeczywiste poszczególnych standaryzowanych wielkości wej-ściowych wyznaczono z zależności:

xxxx Δ⋅+= ˆ , (10) gdzie:

α⋅−

=Δ2

minmax xxx ; (11)

2

minmax xxx

−= ; (12)

x — wartość średnia; α — wielkość standaryzowana planu doświadczenia (stabelaryzowana).

Wartość standaryzowana α nazywana jest wielkością ramienia gwiezdnego i jest stabelaryzowana. W planowanym doświadczeniu dla dwóch wielkości wejścio-wych ramię gwiezdne wynosi α = 1,414 [5]. Program eksperymentu rotalnego dwu-czynnikowego bez powtórzeń przedstawiono w tabeli 1. Zakresy wartości wielkości


2 (189) 2012 115

wejściowych wynoszą: dla prędkości obrotowej wytwornicy spalin ⟩⟨∈ 80;57WSn

oraz dla prędkości obrotowej turbiny napędowej ⟩⟨∈ 100;60TNn .

Na podstawie powyższego programu dokonano pomiarów dla ustalonych warunków pracy silnika na każdym obciążeniu. Pomiarów dokonano za pomocą stanowiskowego systemu pomiarowo-rejestrującego. Na poszczególnych ustalonych obciążeniach dokonano pomiaru wielkości fizycznych w czasie 10 s, z częstotliwo-ścią próbkowania 10 Hz, a następnie uśredniono. W dalszej kolejności wyniki po-miarów sprowadzono do układu jednostek SI lub ich wielokrotności, uwzględniono ciśnienie otoczenia przy wyznaczaniu ciśnień bezwzględnych, a następnie wyniki pomiarów sprowadzono do normalnych warunków atmosferycznych. Na podstawie wyników pomiarów dokonano obliczeń mocy, momentu obrotowego oraz jednostko-wego zużycia paliwa dla każdego z zarejestrowanych obciążeń. Prędkości obrotowe wytwornicy spalin nWS oraz turbiny napędowej nTN przedstawiono w [%] z uwagi na fakt występowania tej jednostki na przyrządach kontrolno-pomiarowych, według których sterowano obciążeniem silnika. Przeprowadzenie pomiarów poprzedzone było wykonaniem kalibracji poszczególnych torów pomiarowych wraz z określe-niem ich niepewności pomiarowych.

Tabela 1. Program pomiarów wg programu rotalnego dla ⟩⟨∈ 80;57WSn oraz ⟩⟨∈ 100;60TNn

Wartości wejściowe standaryzowane

Wartości wejściowe rzeczywiste jako funkcje wielkości standaryzowanych

Nr punktu pomiarowego

u

Miejsce pomiaru

TNn̂ WSn̂ nTN [%] nWS [%] 1 –1 –1 65,86 60,37 2 –1 1 65,86 76,63 3 1 –1 94,14 60,37 4

jądro pomiaru

1 1 94,14 76,63 5 1,414 0 100 68,5 6 –1,414 0 60 68,5 7 0 1,414 80 80 8

punkty gwiezdne

0 –1,414 80 57 9 0 0 80 68,5

10 0 0 80 68,5 11 0 0 80 68,5 12 0 0 70 73,5 13

centrum programu

0 0 70 73,5




ANALIZA STATYSTYCZNA I MERYTORYCZNA WYNIKÓW BADAŃ

Analizę statystyczną przeprowadzono na podstawie wyników badań. Jej ce-lem było uzyskanie zależności aproksymującej użyteczny moment obrotowy turbiny napędowej od parametrów charakteryzujących stan energetyczny wytwornicy spalin rozpatrywanego silnika, z możliwie najlepszą dokładnością. Do wyznaczenia zależ-ności aproksymacyjnych posłużyły przyjęte wielomiany (5), (6), (7), (8). Powyższe wielomiany aproksymacyjne poddano ocenie statystycznej, posługując się miarami dokładności przybliżenia, do których zalicza się [5, 6]:

— średni błąd szacunku współczynnika regresji Sbi; — iloraz wartości współczynników regresji i średniego błędu szacunku współczynni-

ków regresji bi

i

Sb

t = , który poza wykorzystaniem do oceny dokładności estymacji

jest jednocześnie sprawdzianem istotności parametrów w procesie weryfikacji statystycznej modelu;

— sumę reszt MS; — współczynnik determinacji R2.

Najlepiej dopasowanym wielomianem aproksymacyjnym pod względem statystycznym jest ten, dla którego suma reszt MS jest najmniejsza, a współczynnik determinacji najbliższy jedności. Dodatkowo należy zwrócić uwagę na wartość śred-niego błędu szacunku [5, 6]. W tabeli 2. zestawiono wartości charakterystycznych wielkości i miar oceny dopasowania funkcji aproksymacyjnych rozpatrywanego obiektu badań.

Mając na uwadze powyższe oraz dane zawarte w tabeli 2. stwierdzono, że najlepszą funkcją obiektu badań jest wielomian stopnia drugiego (kwadratowy) z interakcjami I rzędu, ze względu na najmniejszą sumę reszt oraz najbliższy jedno-ści współczynnik determinacji. Poza tym wielomian ten charakteryzuje się małymi wartościami średniego błędu szacunku, o czym świadczą również wartości ilorazu t. Ostatecznie poszukiwaną zależność aproksymacyjną przyjęto w postaci:

WSTN

WSTNWSTN

nnnnnnM

⋅⋅−−⋅+⋅−⋅−⋅+=

152,0169,1012,0507,109009,3007,3109 22

. (13)

Otrzymany wielomian aproksymacyjny pozwala na wykreślenie zależności użytecznego momentu obrotowego dla dowolnych prędkości obrotowych wytwornicy spalin nWS (charakteryzującej jej stan energetyczny) oraz dowolnych prędkości


2 (189) 2012 117

obrotowych turbiny napędowej nTN (charakteryzującej jej obciążenie przy współ-pracy ze śrubą o danym skoku). Zależności użytecznego momentu obrotowego w funkcji prędkości obrotowej wytwornicy spalin oraz turbiny napędowej przedsta-wiono na rysunku 4.

Tabela 2. Zestawienie charakterystycznych wielkości i miar oceny dopasowania funkcji aproksymacyjnych obiektu badań

Analizowana funkcja obiektu, M = f(nTN, nWS)

Lp. Wielkość Liniowy (bez interakcji)

Liniowy (z interakcjami

I rzędu)

Kwadratowy (bez interakcji)

Kwadratowy (z interakcjami

I rzędu) Stała –1565 –1905 3873 3109

nWS (L) 41 46 –119 –110 nWS (Q) – – 1,15 1,17 nTN (L) –9,4 –5,24 –7,44 3,01 nTN (Q) – – –0,01 –0,012

1

Wsp

ółcz

ynni

ki

regr

esji

b i

nWS · nTN (L) – –0,06 – –0,15 Stała 243 1790 400 176

nWS (L) 2,9 26 10 4 nWS (Q) – – 0,07 0,03 nTN (L) 1,7 22 3,83 1,96 nTN (Q) – – 0,02 0,008

2

Śred

ni błą

d sz

acun

ku S

bi

nWS · nTN (L) – 0,31 – 0,02 Stała –6,4 –1,06 10 18

nWS (L) 14 1,78 –12 –29 nWS (Q) – – 16 45 nTN (L) –5,6 –0,24 –1,94 1,53 nTN (Q) – – –0,53 –1,39

3

Ilora

z t =

bi/S

bi

nWS · nTN (L) – –0,19 – –7,4

4

Sum

a re

szt

MS 4603 5094 166 21

5

Wsp

ółcz

ynni

k de

term

inac

ji

R2 0,957 0,957 0,998 0,999




Rys. 4. Zależność użytecznego momentu obrotowego M w funkcji prędkości obrotowej

turbiny napędowej nTN i wytwornicy spalin nWS dla zakresu planu doświadczenia


Dokładność oszacowania otrzymanej funkcji aproksymacyjnej przeprowa-dzono, określając odchylenie standardowe [6]:

( )[ ] 53,n,nM WSTN =σ N⋅m (14)

oraz na podstawie względnego średniego błędu kwadratowego [6]:

( )WSTN n,nMσ = 0,32%. (15)

Dodatkowo wykonano wykres oceny efektów dopasowania i wpływu po-szczególnych wielkości wejściowych i ich interakcji na moment obrotowy, przyjmu-jąc poziom ufności α = 0,05, co zaprezentowano na rysunku 5. Z przedstawionego na nim wykresu można odczytać, które efekty wielkości wejściowych mają najwięk-szy wpływ na określaną wielkość wyjściową. Poszczególne współczynniki są uszere-gowane według ich wartości bezwzględnej, co dodatkowo jest zobrazowane w formie słupkowej. Na podstawie wartości współczynników przedstawionych na rysunku 5. stwierdza się, że zarówno prędkość obrotowa wytwornicy spalin, jak i prędkość obrotowa turbiny napędowej mają duży wpływ na użyteczny moment obrotowy. Biorąc pod uwagę przyjętą funkcję obiektu badań (13), najistotniejsze są efekty liniowe, a najmniej istotnym współczynnikiem jest efekt kwadratowy prędkości obrotowej turbiny napędowej.


2 (189) 2012 119

-1,38575

-7,44747

45,38999

-83,1121

204,2125

p=,05

Ocena efektu (wartości bezwzględne)

nTN(Q)

1Lwz.2L

nWS(Q)

(2)nTN(L)

(1)nWS(L)

Rys. 5. Wykres oceny efektów dopasowania i wpływu poszczególnych wielkości

wejściowych i ich interakcji na moment obrotowy M

Źródło: opracowanie własne. W dalszej kolejności wykonano również wykres zależności wartości zmie-

rzonych i aproksymowanych użytecznego momentu obrotowego, co pokazano na rysunku 6. Dodatkowo umieszczono na nim sumę reszt, która po zaokrągleniu wy-nosi MS = 21,4 N⋅m. Powyższy wykres może posłużyć do wstępnego badania ade-kwatności przyjętej funkcji obiektu badań, ponieważ przedstawia porównanie wartości zmierzonej momentu obrotowego podczas pomiarów z wartościami wyli-czonymi otrzymanym wielomianem aproksymacyjnym. Przyjęta funkcja obiektu badań dobrze opisuje rzeczywisty obiekt badań, ponieważ kolejne punkty układają się wzdłuż prostej, a suma reszt jest niewielka.

Suma reszt: MS = 21,4

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

Wartość zmierzona momentu, M [Nm]

0

200

400

600

800

1000

1200

War

tość

apr

oks.

mom

entu

, M [N

m]

Rys. 6. Zależność wartości zmierzonych i aproksymowanych

użytecznego momentu obrotowego M




Końcowy etap badań stanowiła analiza merytoryczna wyników badań pole-gająca na przeprowadzeniu logicznej oceny otrzymanych zależności z rzeczywisty-mi zjawiskami zachodzącymi w badanym obiekcie. Jedną z najczęstszych form analizy merytorycznej jest badanie adekwatności otrzymanej zależności aproksyma-cyjnej. Badanie adekwatności polegało na porównaniu charakterystyki współpracy turbiny napędowej silnika ze śrubą o skoku nastawnym dla wybranych nastaw skoku śruby H oraz prędkości obrotowych wytwornicy spalin nWS, otrzymanej na podsta-wie pomiarów oraz obliczeń. Graficzną interpretację wyników badań adekwatności przedstawiono na rysunku 7. Na jego podstawie oraz po analizie wyników obliczeń zawartych w tabeli 2. stwierdzono, że otrzymany wielomian aproksymacyjny po-zwala z dużą dokładnością wyznaczać pole współpracy silnika GTD-350 ze śrubą o skoku nastawnym. Mniejsze dokładności występują jedynie w obszarach, które nie były objęte planem doświadczenia. Dotyczy to w szczególności obszaru obejmują-cego prędkości obrotowe wytwornicy spalin bliskie nominalnym. W obszarze obję-tym planem doświadczenia błędy aproksymacji nie przekraczają 0,5%.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

1700

1800

1900

2000

35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105

nTN [%]

M [N

m]

nTN MAX

nWS = 57 %

D

B

C

A

H = max

H = min

nWS = 60 %nWS = 63 %

nWS = 66 %

nWS = 69 %

nWS = 72 %

nWS = 75 %

nWS = 78 %

nWS = 84 %

nWS = 81 %

nWS = 87 %

nWS = 90 %

nWS MIN

nWS ≈ 63,5

nWS ≈ 76,6

nWS ≈ 82

H 1

H 2

Krzywe wyliczone z funkcji aproksymującej

Krzywe wyznaczone z pomiarów

Rys. 7. Graficzna interpretacja wyników badan adekwatności



2 (189) 2012 121

WNIOSKI

Na podstawie wyników przeprowadzonych badań wstępnych sformułowano następujące wnioski:

1. Opracowana zależność aproksymacyjna pozwala w sposób pośredni wyznaczać użyteczny moment obrotowy turbiny napędowej od parametrów charakteryzują-cych stan energetyczny wytwornicy spalin rozpatrywanego turbinowego silnika spalinowego dla dowolnych parametrów stanu otoczenia.

2. Opracowana zależność pozwala na wyznaczanie użytecznego momentu obroto-wego w sposób przybliżony, ale z wystarczającą w aplikacjach inżynierskich dokładnością.

3. Zdobyte umiejętności i doświadczenie obliczeniowe mogą być wykorzystane w procesie eksploatacji okrętowych turbinowych silników spalinowych, zwłasz-cza do budowy systemów sterujących obciążeniem silnika według momentu ob-rotowego oraz systemu zabezpieczeń silnika przed przeciążeniem.

BIBLIOGRAFIA

[1] Mańczak K., Technika planowania eksperymentu, WNT, Warszawa 1976.

[2] Piaseczny L., Zastosowanie teorii planowania doświadczeń w badaniach okrętowych silników spalinowych, „Zeszyty Naukowe” AMW, 2003, nr 1.

[3] Pojawa B., Rozwiązanie problemu niedostatecznej możliwości obciążania silnika GTD-350 na stanowisku laboratoryjnym, „Zeszyty Naukowe” AMW, 2006, nr 4.

[4] Pojawa B., Stanowisko laboratoryjne dwuwirnikowego silnika turbinowego, „Zeszyty Naukowe” AMW, 2005, nr 162K/2.

[5] Polański Z., Planowanie doświadczeń w technice, PWN, Warszawa 1984.

[6] Taylor J. R., Wstęp do analizy błędu pomiarowego, PWN, Warszawa 1999.



DETERMING CO-OPERATION CHARACTERISTICS OF MARINE GAS TURBINE ENGINE

WITH POWER RECEIVER USING METHODOLOGY PLANNING EXPERIMENT

ABSTRACT

The process of operation of Marine turbine engines is based on their characteristics, in-cluding the characteristic of engine co-operation with the power receiver, especially if the receiver is a controllable pitch propeller. Ship documentation often does not cover this kind of characteristics. Therefore there is a need to work a method to determine it. Making an attempt to determine the co-operation characteristic of an engine with a power receiver it was decided to do it in an analytical way using experiment planning methodology. Bearing In mind the preliminary nature of the investiga-tions it was decided to conduct them on a laboratory stand with a GTD-350 diesel engine co-operating with Froude water brake. The paper presents theoretical foundations for planning experiments, the way of conducting preliminary investigations and their results. The results obtained were checked for their adequacy, which included statistical and subject-matter analysis.

Keywords: characteristics of marine gas turbine engine, design of experiments, experiment design, marine gas turbine engine.


123

G r z e g o r z R u t k o w s k i A k a d e m i a M o r s k a w G d y n i

WYKORZYSTANIE PRZESTRZENNEGO MODELU DOMENY

DO OCENY BEZPIECZEŃSTWA NAWIGACYJNEGO KONTENEROWCÓW OCEANICZNYCH

KLASY PS, TAKICH JAK „EMMA MAERSK”, PODCZAS MANEWRÓW PODCHODZENIA

DO TERMINALU DTC GDAŃSK PORT PÓŁNOCNY

STRESZCZENIE

W artykule zaproponowano sposób oceny bezpieczeństwa żeglugi (ryzyka nawigacyjnego) kontenerowców klasy PS, takich jak „Emma Maersk”, w akwenie ograniczonym Zatoki Gdańskiej z wykorzystaniem przestrzennego modelu domeny statku. Istotą proponowanych w pracy metod jest systemowe ujęcie eksploatacji statku morskiego w aspekcie oceny jego bezpieczeństwa podczas manewrów podchodzenia do terminalu kontenerowego DTC Gdańsk Port przy działaniu różnych zakłóceń zewnętrznych.

Słowa kluczowe: bezpieczeństwo żeglugi, bezpieczeństwo nawigacyjne, manewrowanie statkiem, rezerwa nawigacyjna głębokości, zapas wody pod stępką, domena statku, ryzyko nawigacyjne, ryzyko kolizji, przeszkoda nawigacyjna, kontenerowiec, terminal, DCT Gdańsk.

WSTĘP

Istnieje wiele kryteriów oceny bezpieczeństwa nawigacyjnego statków ma-newrujących w akwenach ograniczonych, przy czym nie są one jednoznacznie okre-ślone, przez co wyodrębnienie akwenów trudnych pod względem nawigacyjnym (generujących duże ryzyko nawigacyjne) nie jest proste i jednolite [4].

Grzegorz Rutkowski


W artykule przedstawiono koncepcję jednolitego (o ile to możliwe) systemu bezpieczeństwa transportu morskiego w akwenie ograniczonym w zależności od przyjętego marginesu bezpieczeństwa określonego przez zarys trójwymiarowej do-meny statku [6]. Ocenę ryzyka nawigacyjnego dokonano dla kontenerowców klasy PS, takich jak „Emma Maersk” czy „Eleonora Maersk”, serwisu dalekowschodniego Azja — Europa (AE10) przewidzianych do obsługi w terminalu kontenerowym DCT Gdańsk Port Północny. Oceny ryzyka dokonano przy działaniu różnych zakłóceń zewnętrz-nych (przeciętnych i ekstremalnych) wzdłuż eksploatowanego toru wodnego wschod-niego na Zatoce Gdańskiej przy wykorzystaniu przestrzennego modelu domeny [6], [7].

OCENA RYZYKA NAWIGACYJNEGO STATKÓW MANEWRUJĄCYCH W AKWENACH OGRANICZONYCH

Do analizy ryzyka nawigacyjnego w akwenie ograniczonym posłużymy się definicją domeny statku [6], definicją ryzyka nawigacyjnego [7] oraz wzorami uproszczonymi (za [6]) na parametry domeny statku (rys. 1.: jej głębokość GD, wy-sokość WD, długość DD i szerokość SD). Następnie na podstawie powyższych infor-macji, wykorzystując model przestrzenny domeny statku (znając jej parametry), podejmiemy próbę określenia wartości ryzyka nawigacyjnego w płaszczyźnie pio-nowej (RNG, RNW) oraz poziomej (RNDdz, RNDr, RNSp i RNSl) dla kontenerowców klasy PS, takich jak „Emma Maersk” czy „Eleonora Maersk”, nawigujących na Zatoce Gdańskiej w stanie załadowanym oraz pod balastem przy działaniu różnych zakłó-ceń zewnętrznych.

h B b

T

H o WD

G D RNG

R NW B

A

KR

KR

dNdz

SDlA

SDpDDd

DDd

dNdz

SDl

RNS

SDp

dr

drB

dNpA

dNlAdNpB

LR

LR

Rys. 1. Zobrazowanie ryzyka nawigacyjnego statku przechodzącego: a) płytkim kanałem pod mostem; b) wąskim torem wodnym podczas sytuacji spotkania

z innym statkiem Źródło: opracowanie własne.

Wykorzystanie przestrzennego modelu domeny do oceny bezpieczeństwa nawigacyjnego…

2 (189) 2012 125

Z definicji domeny [6] (z jej cechy wyłączności) wynika, że statek będzie bezpieczny, dopóki w obrębie swojej domeny będzie on jedynym obiektem rucho-mym lub stałym, stanowiącym (z nawigacyjnego punktu widzenia) jedyne źródło mogące generować tam zagrożenie (w naszych rozważaniach pomija się możliwość zaistnienia innych wypadków morskich niż te, które związane są bezpośrednio z ru-chem statku i jego nawigacją). W odniesieniu do płaszczyzny pionowej lokalnego (statkowego) układu odniesienia, liczonej w dół od środka tego układu, można jednoznacznie stwierdzić, że statek pozostanie bezpieczny dopóki wartość głębokości jego domeny GD będzie mniejsza od rzeczywistej głębokości akwenu h (rys. 1.). A zatem składową RNG ry-zyka nawigacyjnego RN (nazwijmy ją składową pionową ryzyka nawigacyjnego od zachowania rezerwy głębokości lub krócej — ryzykiem od zachowania głębokości) można będzie przedstawić za pomocą następującej zależności:

⎪⎩

⎪⎨

⎧

≤≤<÷

>= .

ThGhT

GhR

max

Dmax

D

NG

gdy1gdy10gdy0

(1)

Z definicji ryzyka nawigacyjnego [7] wiemy, że jeżeli wartość ryzyka po-chodzącego od czynników Ai (obiektów) wynosi 0, oznacza to pełne bezpieczeństwo nawigacyjne względem tych czynników (obiektów). Zatem zgodnie z zależnością (1) warunek DGh > może być definiowany jako gwarancja bezpiecznej żeglugi statku względem obiektów podwodnych umieszczonych na głębokościach mniejszej od h. Jeżeli głębokość akwenu h okazałaby się jednak mniejsza lub równa zanurzeniu statku ( maxTh ≤ ), wówczas zgodnie z zależnością (1) realizacja podróży morskiej

może okazać się niemożliwa1 lub wysoce niebezpieczna (ryzykowna). Zaistnienie powyższej sytuacji sprawi zatem, że wartość ryzyka nawigacyjnego RNG wzrośnie do jedności, a to można interpretować jako pewne (stuprocentowe) prawdopodobień-stwo zaistnienia awarii morskiej (wypadku) wskutek uderzenia (kontaktu) z pod-wodną przeszkodą nawigacyjną umieszczoną na głębokości mniejszej lub równej h. Po przeprowadzeniu dalszej analizy logicznej dla przedstawionej powyżej sytuacji można wysunąć wniosek, że dla głębokości h ograniczonych przedziałem: Tmax < h ≤ GD ryzyko nawigacyjne RNG będzie przybierać wartości pośrednie z prze-działu 1,0∈NGR , co jasno wyraża część środkowa zależności (1). Wzór ogólny

1 W rozważaniach pomija się możliwość zmniejszenia zanurzenia statku na przykład

przez jego odbalastowanie.

Grzegorz Rutkowski


na wartość ryzyka RNG dla argumentów h z tak opisanego przedziału ( DGhT ≤<max )

można wyrazić wzorem:

maxTGhG

RD

DNG −

−=

(2)

Analizę ryzyka nawigacyjnego względem obiektów nadwodnych (zawie-szonych nad wodą) można przeprowadzić w sposób analogiczny jak to uczyniono powyżej dla obiektów podwodnych (rys. 1.). Składową ryzyka nawigacyjnego RNW, nazwijmy ją składową pionową ryzyka nawigacyjnego od zachowania rezerwy wy-sokości lub krócej — ryzykiem od zachowania wysokości, można przedstawić za-leżnością:

,

HH

WHHHWHW

WH

R

No

DoNND

oD

Do

NW

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

≤

≤<−−

>

=

gdy1

gdy

gdy0

(3)

gdzie: Ho — wysokość zawieszenia obiektu nad wodą (prześwit wody pod mostem) [m]; HN — wysokość nadwodnej części kadłuba [m]. Analogicznie w płaszczyźnie poziomej, składowe RNDdz i RNDr ryzyka nawi-gacyjnego RN (nazwijmy je składowymi poziomymi ryzyka nawigacyjnego od za-chowania rezerwy długości lub odległości bezpiecznej odpowiednio przed dziobem i za rufą statku, lub krócej — ryzykiem od zachowania bezpiecznej odległości) moż-na przedstawić za pomocą następujących równań:

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

≤

≤<−−

>

=

RdNdz

DdzNdzRDRDDdz

NdzDdz

DdzNdz

NDdz

Ld

DdLLDdD

Dd

R

gdy1

gdy

gdy0

(4)

oraz

( ) ( )( )

.

LLd

DdLLLLD

dDDd

R

RdNr

DrNrRDRDDr

NrDr

DrNr

NDr

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

−≤

≤<−−−

−>

=

gdy1

gdy

gdy0

(5)


2 (189) 2012 127

Interpretacja wzorów (4) i (5) będzie przebiegać podobnie jak uczyniono to przy omawianiu pionowej rezerwy nawigacyjnej statku. Stąd zgodnie z zależnością (4) warunek DdzNdz Dd > oraz zgodnie z zależnością (5) warunek DrNr Dd > będą

gwarancją bezpiecznej żeglugi statku względem obiektów wykrytych odpowiednio przed dziobem i za rufą statku. Z analizy wzoru (4) można ustalić również, iż war-tość ryzyka nawigacyjnego RNDdz zawarta w przedziale ( )1,0∈NDdzR pojawi się

dopiero wówczas, gdy odległość dNdz okaże się równa lub mniejsza od długości do-meny DDdz. Przy czym zaistnienie warunku dNdz<LRD oznaczać będzie już zaistnienie kolizji lub prawdopodobieństwo jej zaistnienia (sytuacja wątpliwa dotyczy tylko obiektów ruchomych mających własną domenę, o której wartość zmniejszono para-metr dNdz). Analogicznie wyróżniając składowe ryzyka nawigacyjnego RNS określone względem obiektów położonych po lewej RNSl i po prawej RNSp burcie statku (na-zwijmy je składowymi ryzyka nawigacyjnego od zachowania rezerwy szerokości odpowiednio po lewej i prawej burcie statku lub krócej — ryzykiem od zachowania szerokości), można zapisać następujące równania:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

≤

≤<−−

>

=

2gdy1

2gdy

50

gdy0

Bd

SdBB,S

dSSd

R

Nl

DlNlDl

NlDl

DlNl

NSl

(6)

oraz

.

Bd

SdBB,S

dSSd

R

Np

DpNpDp

NpDp

DpNp

NSp

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

≤

≤<−−

>

=

2gdy1

2gdy

50

gdy0

(7)

Analizę ryzyka nawigacyjnego przeprowadzimy dla kontenerowców klasy PS, takich jak „Emma Maersk” i „Eleonora Maersk”, manewrujących na Zatoce Gdańskiej na wyznaczonym torze wodnym wschodnim prowadzącym do terminalu DCT Gdańsk Port Północny, czyli w akwenie ograniczonym szerokością i głęboko-ścią podczas panowania przeciętnych i ekstremalnych warunków hydrometeorolo-gicznych oraz innych zakłóceń ruchu.

Grzegorz Rutkowski


Na podstawie przeprowadzonych badań oraz długoletnich obserwacji pro-wadzonych na Zatoce Gdańskiej [1], [3] ustalono, że do dalszych analiz ryzyka na-wigacyjnego będzie można przyjąć warunki nawigacyjne i hydrometeorologiczne opisane w tabeli 1. jako warunki przeciętne i ekstremalne, podane z pewnym akcep-towalnym błędem, uznane za warunki reprezentatywne dla badanego rejonu Zatoki Gdańskiej. Tabela 1. Określenie przeciętnych i ekstremalnych warunków nawigacyjnych panujących na głębokowodnym torze wodnym wschodnim (o kierunku 253,6°–073,6°, szerokości b = 350 m,

głębokości h = 17 m) na podejściu do terminalu DCT Gdańsk Port Północny

Warunki przeciętne Warunki ekstremalne widzialność dobra, morze spokojne hf ≤ 1 m, wiatr umiarkowany 3–4°B, prąd o prędkości vp ≤ 1,0 w i kierunku 090°, pionowe oscylacje lustra wody określone względem zera mapy (MSL) nieprzekraczające ± 0,10 m (h = 16,90 m), gęstość wody γ = 1,00525 g/cm3, dryf statku nieprzekraczający ± 1°, maksymalne myszkowanie do ± 1°, przechył boczny α do ±1°

widzialność umiarkowana, miejscami ograniczona, morze nieco wzburzone (hf ≈ 3 m), wiatr do 6–7°B, prąd o prędkości vp ≈ 3 w i kierunku prostopadłym do osi toru (344°), pionowe oscylacje lustra wody określone względem zera mapy (MSL) do ± 0,60 m (h = 16,40 m), gęstość wody γ = 1,00250 g/cm3, dryf statku do ±2°, myszkowanie do±2°, przechył boczny α do ± 5°

Źródło: materiały Biura Hydrograficznego Marynarki Wojennej RP i Urzędu Morskiego w Gdyni, locje Bałtyku, meldunki służby VTS Zatoka Gdańska.

OCENA RYZYKA NAWIGACYJNEGO KONTENEROWCÓW KLASY PS TAKICH JAK „EMMA MAERSK”

Kontenerowce (pojemnikowce) klasy PS, takie jak „Emma Maersk”, mają nominalną ładowność rzędu 15000 TEU. Wyznaczono je do obsługi portu DCT Gdańsk Port Północny w ramach dalekowschodniego serwisu Azja — Europa (AE10) dla światowego operatora Maersk Line. Są to jednocześnie największe kon-tenerowce obsługujące porty w akwenie Morza Bałtyckiego. Kontenerowiec „Emma Maersk” (IMO 9321483) charakteryzuje się długo-ścią całkowitą kadłuba L = 397,60 m, szerokością kadłuba B = 56,40 m, zanurze-niem maksymalnym Tmax = 16,02 m (obsługa terminalu DCT Gdańsk będzie odbywała się przy zredukowanym zanurzeniu Tzr = 14,50 m), wysokością całkowitą Hc = 76,50 m, nośnością DWT = 156907 t, wypornością D = 218788 t, masą statku pustego równą 61881 t, masą segregowanych balastów równą 60338 t, tonażem po-jemnościowym brutto GT = 170794, tonażem pojemnościowym netto NRT = 55396 oraz maksymalną ładownością kontenerów 14770 TEU. „Emma Maersk” wyposażona


2 (189) 2012 129

została w 80 MW siłownię Wartsila Sulzer 14RT-Flex96c, która dostarcza moc rzę-du 80080 kW (108877 KM) MCR/68 068 kW (92545 KM) CSR, pięć generatorów prądotwórczych opartych na silnikach wysokoprężnych MaK 9M32C o mocy po 4140 kW każdy oraz zespół prądotwórczy oparty na turbinie parowo-gazowej (zasi-lany gazami SG) o mocy 8500 kW. Statek ma stałą śrubę okrętową prawoskrętną o masie własnej rzędu 135 ton. Jednostka ta może uzyskać prędkość maksymalną rzędu Vmax = 27,5 węzła (50,9 km/h). Prędkość eksploatacyjna wynosi jednak zwykle około Ve = 24,50 węzła (45,3 km/h). Dwa dziobowe i dwa rufowe stery strumieniowe firmy Rolls Royce, każdy ze śrubą nastawną o naporze do około 25 T, pomagają ma-newrować kolosem. Dziobowe stery umieszczone są odpowiednio 38,19 m oraz 44,44 m od pionu dziobowego, rufowe zaś 38,50 m oraz 44,72 m od pionu rufowego. Wszyst-kie stery umieszczone są na wysokości 2,77 m od stępki statku. W ciężkich warun-kach pogodowych nadmierne kołysanie (i ewentualne szkody ładunkowe) można zredukować dzięki dwóm parom aktywnych stabilizatorów płetwowych (Litton Sperry Fin Stabilizers). Automatyka siłowniana monitoruje 8000 punktów generujących dane z czujników. Dzięki temu kolos ten może być obsadzony jedynie przez trzynastooso-bową załogę. „Emma Maersk” ma dwie kotwice, każdą o wadze 29 ton z doczepio-nymi czternastoma szaklami łańcucha o łącznej długości 2 x 385 m.

Parametry domeny statku obliczone według wytycznych zawartych w pracy [6] dla kontenerowca klasy PS „Emma Maersk” oraz jej siostrzanych statków „Elly Maersk”, „Evelyn Maersk”, „Eleonora Maersk”, „Estelle Maersk” oraz „Ebba Maersk” dla różnych nastaw prędkości statku oraz stanów jego załadowania zesta-wiono w tabeli 2.

Rys. 2. Kontenerowiec typu PS „Emma Maersk” przewidziany do obsługi terminalu DCT Gdańsk Port Północny w ramach serwisu AE10 Maersk Line

łączącego Daleki Wschód z Europą Północną

Źródło: http://www.maerskline.com.

Grzegorz Rutkowski


Tabela 2. Parametry domeny statku określone dla kontenerowca klasy PS „Emma Maersk”

dla różnych nastaw silnika głównego i stanu załadowania statku na głębokowodnym torze podejściowym wschodnim do terminalu DCT Gdańsk

TOR GŁĘBOKOWODNY WSCHODNI 253,6°–073,6° (parametry toru: b = 350 m i h = 17,0 m; KR = 254°)

STATEK ZAŁADOWANY (D = 156907 t) TD = 14,50 m; TR = 14,50 m; Tmax = 14,99 m

przy α ≅ ±1° i 16,90 m przy α ≅ ± 5°

STATEK POD BALASTEM (D = 122219 t) TD =7 ,10 m; TR = 10,80 m; Tmax = 11,29 m

przy α ≅ ± 1° i 13,22 m przy α ≅ ± 5°

NA

STA

WA

M

ASZ

YN

Y

V [w]

GD [m]

WD [m]

DDdz [m]

DDr [m]

SDp [m]

SDl [m]

V [w]

GD [m]

WD [m]

DDdz [m]

DDr [m]

SDp [m]

SDl [m]

Warunki przejścia przeciętne: widzialność dobra, morze spokojne hf ≤ 1 m, wiatr umiarkowany 3–4°B, prąd o prędkości vp ≤ 1,0 w i kierunku 090°, pionowe oscylacje lustra wody określone względem zera mapy (MSL) nieprzekraczające

± 0,10 m (h = 16,90 m), gęstość wody γ = 1,00525 g/cm3, dryf statku nieprzekraczający ± 1°, maksymalne myszkowanie do ± 1°, przechył boczny α do ± 1°

CNM 25,7 22,32 68,18 9037 1171 232 1741 27,5 17,88 71,14 6215 978 170 1170 CN 16,4 19,18 65,04 5644 861 181 1539 18,1 15,09 68,37 3937 744 141 1041 PN 12,4 18,28 64,14 3680 713 156 1148 14,1 14,27 67,53 2650 614 120 795 WN 8,6 17,68 63,54 1416 458 98 282 9,7 13,63 66,89 1100 427 85 210

BWN 6,0 17,40 63,26 1061 365 87 197 6,8 13,34 66,60 842 347 77 152 STOP 0,0 17,15 63,01 272 205 114 114 0,0 13,08 66,34 272 205 114 114 Ekstremalne warunki przejścia: widzialność umiarkowana, miejscami ograniczona, morze nieco wzburzone (hf ≈ 3 m), wiatr do 6–7°B, prąd o prędkości vp ≈ 3 w i kierunku prostopadłym do osi toru (344°), pionowe oscylacje lustra wody

określone względem zera mapy (MSL) do ± 0,60 m (h = 16,40 m), gęstość wody γ = 1,00250 g/cm3, dryf statku do ± 2°, myszkowanie do ± 2°, przechył boczny α do ± 5°

CNM 25,7 26,39 67,11 8453 587 2017 3526 27,5 22,05 70,13 5851 615 1330 2330 CN 16,4 22,86 63,58 5226 444 1507 2865 18,1 18,84 66,92 3662 470 1057 1957 PN 12,4 21,85 62,57 3348 382 1245 2237 14,1 17,90 65,98 2445 408 848 1523 WN 8,6 21,17 61,89 1282 323 645 829 9,7 17,16 65,24 1014 340 491 616

BWN 6,0 20,85 61,57 980 283 500 610 6,8 16,82 64,90 790 296 400 475 STOP 0,0 20,57 61,29 257 191 271 271 0,0 16,52 64,60 257 191 271 271 UWAGA: przyjęto współczynniki: n = 1,1; m = 1,0; k = 1,0; sD = 1,0; sS = 1,0; rD = 1,0; rS = 1,0; L = 397,60 m; ΔL = 25 m; B = 56,40 m; ΔB = 25 m; LRD = 232 m; tr = 0,5‘; Hc = 76,5 m; p = 1,0 dla statku załadowanego oraz dla statku pod balastem (ładunek nieszkodliwy); moc maszyny 80080 kW (108877HP), współ. pełnotliwości kadłuba: δ = 0,598.

Źródło: materiały wewnętrzne firmy Maersk „Ship Handling 8.02.01 Ship Manoeuvrability L203-L210”.

Rys. 3. Charakterystyki manewrowe kontenerowca klasy PS „Emma Maersk” określone na podstawie prób morskich na morzu spokojnym (2°), bez prądu, przy słabym wietrze (do 10 w)

na akwenie o głębokościach dwukrotnie większych od maksymalnego zanurzenia statku Źródło: materiały wewnętrzne firmy Maersk „Ship Handling 8.02.01 Ship Manoeuvrability L203-L210”.


2 (189) 2012 131

Tabela 3. Charakterystyki manewrowe kontenerowca klasy PS „Emma Maersk” określone na podstawie prób morskich zatrzymywania wymuszonego jednostki manewrem „Crash Stop”

(CN-CW) przy morzu spokojnym (Calm sea) oraz wietrze SW 3°B

STATEK ZAŁADOWANY TD = 16,0 m; TR = 16,0 m, DWT = 156907

STATEK POD BALASTEM TD = 7,12 m; TR = 10,82 m (D ≈ 122219 t)

NASTAWA MASZYNY /

RPM [obr/min] V [w] T Stop [min] PC [m] PB [m] V [w] T Stop [min] PC [m] PB [m]

CNM 104 25,7 20,17’ 7800 1509 27,5 12,75’ 5170 1000 CN 65 16,4 14,58’ 4716 1358 18,1 9,75’ 3126 900 PN 50 12,4 11,67’ 2900 992 14,1 7,42’ 1970 675 WN 35 8,6 5,03’ 892 184 9,7 3,42’ 607 125

BWN 25 6,0 3,25’ 630 110 6,8 2,25’ 428 75

Źródło: materiały wewnętrzne firmy Maersk „Ship Handling 8.02.01 Ship Manoeuvrability L203-L210”.

Analizę ryzyka nawigacyjnego RN kontenerowca „Emma Maersk” opracowano na podstawie wzorów (1) — (7) oraz tabeli 2. Uzyskane w ten sposób wyniki przed-stawione w postaci współczynników liczbowych od 0 do 1 będą odzwierciedlać skalę ryzyka nawigacyjnego, a co za tym idzie, w jasny sposób zdefiniują skalę bezpieczeń-stwa nawigacyjnego w akwenie. Bowiem im większe ryzyko nawigacyjne (współczyn-nik liczbowy zbliża się do jedności), tym mniejsze bezpieczeństwo nawigacyjne. Brak ryzyka nawigacyjnego (współczynnik liczbowy równy 0) oznacza pełne bezpieczeń-stwo nawigacyjne względem tych czynników. Ryzyko nawigacyjne określone w ten sposób można przedstawić również w postaci graficznej (patrz rys. 3–8), co znacznie ułatwia szybką analizę bezpieczeństwa nawigacyjnego w badanym akwenie.

Interpretacja uzyskanych wyników badań dotyczących oceny ryzyka nawi-gacyjnego kontenerowca „Emma Maersk” podczas manewrowania na torze wodnym wschodnim oraz przy podejściu do nabrzeża DCT Gdańsk Port Północny mogłaby przebiegać w taki sposób jak na rysunku 4. Ryzyko nawigacyjne RNG dla statku „Emma Maersk” załadowanego do zanu-rzenia T = 14,5 m (czyli Tmax = 14,99 m przy przechyłach bocznych α ≅ ±1° oraz 16,90 m przy α ≅ ±5°) określone w płaszczyźnie pionowej względem najpłycej po-łożonych obiektów podwodnych leżących w granicach wyznaczonej trasy przejścia na pogłębionym torze wodnym wschodnim (h = 17,0 m ± 0,10 m), przy dobrych warunkach hydrometeorologicznych przybierać będzie od wartości 0,12 dla statku w dryfie do 0,74 dla statku płynącego z prędkością CNM = 25,7 węzła. Przy czym podążanie z prędkością BWN = 6,0 węzłów generować będzie ryzyko nawigacyjne RNG na poziomie około 0,21, co może być interpretowane jako „swego rodzaju” 21% prawdopodobieństwo, że zaistnieje wypadek morski polegający na uderzeniu kadłubem statku o dno akwenu.

Grzegorz Rutkowski


Przy ekstremalnych warunkach hydrometeorologicznych ryzyko nawigacyj-ne RNG na torze wodnym wschodnim (h = 17,0 m ± 0,60 m) dla kontenerowca „Emma Maersk” w stanie załadowanym przyjmować będzie wartości równe 1, niezależnie od prędkości początkowej statku. W uproszczeniu można więc przyjąć, iż statek ten w stanie załadowanym podczas niedogodnych warunków hydrometeorologicznych (widzialność umiarkowana, miejscami ograniczona; morze nieco wzburzone, hf ≈ 3 m; wiatr powyżej 7°B; prąd o prędkości vp ≈ 3 w i kierunku prostopadłym do osi toru (344°); pionowe oscylacje lustra wody określone względem zera mapy (MSL) do ± 0,60 m (hmin = 16,40 m); gęstość wody γ = 1,00250 g/cm3; dryf statku do ± 2°; myszkowanie do ± 2°; przechył boczny α do ± 5°) nie będzie możliwe. Dynamiczne oddziaływanie wiatru, prądu i fali na kadłub statku, przy awarii systemu stabilizacji przechyłów (Fin Stabilizers), spowodować może wystąpienie przechyłów bocznych do ± 5°, co przy szerokości kadłuba statku B = 56,40 m może spowodować wzrost jego zanurzenia początkowego z T1 = 14,50 m do T2 = 16,90 m. To natomiast przy dużej fali oraz pionowych oscylacjach lustra wody, które w ekstremalnych warun-kach dochodzą do ± 0,60 m względem zera mapy (MSL), fizycznie powodując ob-niżenie przyjętej głębokości akwenu z h1 = 17,0 m do h2 = 16,40 m, wykluczy nam możliwość prowadzenia bezpiecznej nawigacji przy panujących warunkach ze-wnętrznych.

GDAŃSK PORT PÓŁNOCNY — KONTENEROWIEC PS „EMMA MAERSK” ZAŁADOWANY TOR GŁĘBOKOWODNY WSCHODNI 253,6–-073,6° (b = 350 m; h = 17,0 m; KR = 254°)

hmin = 16,40 m; Tmax = 16,90 m

WARUNKI PRZECIĘTNE

hmin = 16,90 m; Tmax = 14,99 m

WARUNKI EKSTREMALNE

Rys. 4. Przebieg zależności funkcyjnej pomiędzy prędkością statku V, głębokością domeny GD oraz ryzykiem nawigacyjnym RNG określonym dla kontenerowca

m/v „Emma Maersk” w stanie załadowanym dla różnych warunków pogodowych na torze wodnym wschodnim podczas podejścia do Portu Północnego DCT Gdańsk



2 (189) 2012 133

Ryzyko nawigacyjne RNG dla kontenerowców klasy PS takich jak „Emma Maersk” pod balastem przybierać będzie wartości zbliżone do 0,0 dla przeciętnych warunków przejścia i prędkości manewrowych mniejszych od 18 węzłów. Dla wa-runków ekstremalnych podczas dryfu ryzyko nawigacyjne RNG kształtować się bę-dzie na poziomie około 4%, przy prędkościach BWN = 6 węzłów na poziomie około 12% i będzie systematycznie wzrastać wraz ze wzrostem prędkości statku, aż do poziomu około 64% dla prędkości CNM. Oznacza to, że przy spełnieniu wymienionych warunków kontenerowiec „Emma Maersk” może bezpiecznie nawigować na torze wodnym wschodnim w od-niesieniu do przeszkód nawigacyjnych podwodnych, bowiem obliczone głębokości jego domeny są mniejsze od dostępnej głębokości akwenu, a to jest gwarancją bez-piecznej nawigacji wobec zatopionych obiektów, przeszkód podwodnych i innych niebezpieczeństw nawigacyjnych położonych w obrębie wyznaczonego toru wodne-go (ryzyko nawigacyjne RNG wynosi 0). Analizę ryzyka nawigacyjnego RNW pominiemy, bowiem na torze podejścio-wym do terminalu DCT Gdańsk Portu Północnego nie ma żadnych mostów oraz innych obiektów nadwodnych (np. linii energetycznych) mogących generować ry-zyko nawigacyjne RNW.

GDAŃSK PORT PÓŁNOCNY — KONTENEROWIEC PS „EMMA MAERSK” POD BALASTEM TOR GŁĘBOKOWODNY WSCHODNI 253,6°–073,6° (b = 350 m; h = 17,0 m; KR = 254°)

WARUNKI PRZECIĘTNE

hmin =16,90 m; Tmax = 11,29 m

WARUNKI EKSTREMALNE

hmin = 16,40 m; Tmax = 13,22 m

Rys. 5. Przebieg zależności funkcyjnej pomiędzy prędkością statku V, głębokością domeny GD oraz ryzykiem nawigacyjnym RNG określonym dla kontenerowca

m/v „Emma Maersk” w stanie pod balastem dla różnych warunków pogodowych na torze wodnym wschodnim podczas podejścia do Portu Północnego DCT Gdańsk


Grzegorz Rutkowski


Jeżeli podczas dalszej analizy przyjmiemy, że kontenerowiec „Emma Maersk” będzie podążał w osi toru wodnego z prędkością BWN ≈ 6 węzłów w odstępach sepa-racyjnych pomiędzy statkami nie mniejszych niż 0,5 Mm (dN = 926 m), to wówczas ryzyko nawigacyjne RNDdz określone w płaszczyźnie poziomej przed dziobem wzdłuż linii przejścia będzie przyjmować wartości zbliżone do zera dla stanu pod balastem niezależnie od panujących warunków zewnętrznych (DDdz max = 842 m < dN = 926 m) oraz dla stanu załadowanego dla warunków ekstremalnych. Przy analizie parame-trów długości domeny statku (za [6], [7]) wykorzystano charakterystyki manewrowe kontenerowca „Emma Maersk” ustalone podczas prób morskich (rys. 3. i tab. 3.), przyjmując poprawkę na błąd wzdłużny i poprzeczny pozycji obserwowanej statku na poziomie ±25 m, półminutowy odstęp czasu na podjęcie odpowiedniej decyzji manewrowej oraz uwzględniając wpływ działania wiatru, prądu i płytkowodzia na

GDAŃSK PORT PÓŁNOCNY m/v „EMMA MAERSK” ZAŁADOWANATOR GŁĘBOKOWODNY WSCHODNI 253,6°–073,6° (b = 350 m; h = 17,0 m; KR = 254°; B = 56,40 m)

WARUNKI PRZECIĘTNE

Ryzyko nawigacyjne szerokości RNSp Ryzyko nawigacyjne szerokości RNSl

Prędkość V [w] Szerokość domeny z lewej burty SDl [m] Szerokość domeny z prawej burty SDp [m]

Rys. 6. Przebieg zależności funkcyjnej pomiędzy prędkością statku V, szerokością domeny SD oraz ryzykiem nawigacyjnym RNS określonych dla kontenerowca

klasy PS „Emma Maersk” w stanie załadowanym na pogłębionym torze wodnym wschodnim podczas podejścia do Portu Północnego DCT Gdańsk przy przeciętnych

warunkach zewnętrznych



2 (189) 2012 135

trajektorię ruchu statku podążającego torem wodnym wschodnim. Przyjęto, iż jed-nostki klasy PS powinny podążać w osi toru wodnego z minimalną prędkością ste-rowną na poziomie BWN od 3,5 do 6 węzłów. Dla tak określonych warunków nawigacyjnych ryzyko nawigacyjne RNDdz dla stanu załadowanego przy prędkościach statku BWN oscylować będzie na poziomie od 7% dla warunków ekstremalnych do 16% dla warunków przeciętnych. Paradoksalnie dla warunków ekstremalnych na skutek zwiększonych oporów od wiatru, prądu i fali wymagana przestrzeń manew-rowa jednostki do wytracenia prędkości manewrem CN-CW, czyli tzw. manewrem Crash Stop, będzie nieco mniejsza, stąd ryzyko ewentualnej kolizji z innym pływa-jącym obiektem przed dziobem będzie mniejsze. Przy czym wraz ze wzrostem pręd-kości statku wzrasta wymagana droga i czas manewru awaryjnego zatrzymywania się, co automatycznie powoduje znaczny wzrost ryzyka nawigacyjnego RNDdz, które dla dogodnych (przeciętnych) warunków przejścia z prędkością WN = 8,6 w oscylować będzie na poziomie 41%, a dla prędkości PN = 12,4 w wzrośnie aż do 80%.

GDAŃSK PORT PÓŁNOCNY m/v „EMMA MAERSK” ZAŁADOWANA TOR GŁĘBOKOWODNY WSCHODNI 253,6°–073,6° (b = 350 m; h = 17,0 m; KR = 254°; B = 56,40 m)

WARUNKI EKSTRE-

Szerokość domeny z lewej burty SDl [m]Prędkość V [w] Szerokość domeny z prawej burty SDp [m]

Ryzyko nawigacyjne szerokości RNSp Ryzyko nawigacyjne szerokości RNSl

Rys. 7. Przebieg zależności funkcyjnej pomiędzy prędkością statku V, szerokością domeny SD oraz ryzykiem nawigacyjnym RNS określonych dla kontenerowca m/v „Emma Maersk”

w stanie załadowanym na pogłębionym torze wodnym wschodnim podczas podejścia do Portu Północnego DCT Gdańsk przy ekstremalnych warunkach zewnętrznych


Grzegorz Rutkowski


Analiza ryzyka nawigacyjnego RNSp z prawej i RNSl z lewej burty statku (rys. 6–9) w praktyce sprowadza się do analizy porównawczej parametrów domeny statku SDp i SDl z szerokością toru wodnego bt, szerokością pasa wody żeglownej ba oraz odległością do najbliższego niebezpieczeństwa dN wykrytego odpowiednio po prawej i lewej burcie statku. Jeżeli zatem w rozważaniach przyjmiemy, że statek będzie podążał torem wschodnim z prędkością BWN w osi toru wodnego o szerokości bt = 350 m, to wówczas ryzyko nawigacyjne RNSp określone w płaszczyźnie poziomej (rys. 6–9) po prawej burcie statku będzie przyjmować wartości zerowe dla warunków przeciętnych niezależnie od stanu załadowania oraz wartości od 0,68 do 0,75 dla warunków ekstremalnych. Przy czym wartość 0,68 ryzyko nawigacyjne RNSp osiągnie dla stanu pod balastem i prędkości V = 6,8 w, a wartość 0,75 osiągnie dla stanu załadowanego i prędkości statku V = 6 w. Ryzyko nawigacyjne RNSl określone w sektorze po lewej burcie statku na torze wschodnim dla prędkości statku BWN przyjmować będzie wartości od 0,04 dla stanu pod balastem przy dogodnych warunkach przejścia (rys. 8., SDl = 152 m) do 0,80 dla stanu załadowanego i ekstremalnych warunków przejścia (rys. 7., SDl = 610 m). Dla stanu załadowanego i dogodnych (przeciętnych) warunków przejścia ryzyko to będzie oscylować w granicach wartości 0,30 (rys. 6., SDl = 197 m).


w stanie pod balastem na pogłębionym torze wodnym wschodnim podczas podejścia do Portu Północnego DCT Gdańsk przy przeciętnych warunkach zewnętrznych



2 (189) 2012 137


w stanie pod balastem na pogłębionym torze wodnym wschodnim podczas podejścia do Portu Północnego DCT Gdańsk przy ekstremalnych warunkach zewnętrznych


WNIOSKI

Z analizy ryzyka nawigacyjnego RNSp i RNSl wynika zatem, że kontenero-wiec klasy PS, taki jak „Emma Maersk” oraz jego bliźniacze jednostki „Elly Ma-ersk”, „Evelyn Maersk”, „Eleonora Maersk”, „Estelle Maersk” i „Ebba Maersk”, podążając w osi toru wodnego wschodniego (b = 350 m), nie mógłby bezpiecznie wykonać manewru cyrkulacji oraz manewru awaryjnego zatrzymywania się pracą silnika CW z naprzemiennym wychylaniem steru (fishtailing) bez możliwości jednoczesnego wyjścia poza granice wyznaczonego toru wodnego. Przejście takie torem wodnym powinno zatem odbywać się przy asyście holowników, manewry portowe zaś obowiązkowo z holownikami zamocowanymi przynajmniej na dziobie i rufie.

Grzegorz Rutkowski


Optymalną prędkością jednostki zapewniającą dostateczną stateczność kur-sową przy minimalnym ryzyku nawigacyjnym RN są prędkości rzędu od 3,5 do 6 węzłów. Dalsze zmniejszanie prędkości bez asysty holowników może spowodo-wać nadmierny dryf oraz znos statku z toru wodnego, szczególnie przy silnym wie-trze i prądzie działającym poprzecznie do wzdłużnej osi toru wodnego. Prędkość żeglowną na torze podejściowym należy utrzymywać w przedziale od 3 do 6 węzłów, dla zachowania sterowności statku. Minimalna prędkość sterowa kontenerowców klasy PS, takich jak „Emma Maersk”, wynosi w stanie załadowanym oraz pod balastem 3 węzły (5,6 km/h). Prędkość żeglowna w przypadku utworzenia zespołu holowniczego na linach powinna również wynosić około 3 do 6 węzłów. Przejście nawigacyjne kontenerowców klasy PS w stanie załadowanym torem wodnym wschodnim do terminalu kontenerowego DCT Gdańsk Port Północ-ny będzie możliwe przy dobrych warunkach pogodowych (w zakresie widzialności do 1,0 Mm i dopuszczalnej siły wiatru do 7ºB na wejście, 7ºB na wyjście oraz re-komendowane 6ºB na obrotnicy) oraz wielce ryzykowne przy warunkach zewnętrz-nych niedogodnych (tabela 1.). Do obsługi statku przy sile wiatru 7ºB i więcej należy zapewnić asystę ho-lowników (w tym przynajmniej dwóch tzw. pędnikowców oraz dwóch tzw. ciągni-ków) usytuowanych odpowiednio po dwa holowniki na dziobie (1+1) oraz dwa holowniki na rufie (1+1). Jeżeli prognozy pogody przewidują wystąpienie wiatrów o sile 8°B i więk-szych z kierunków NE i SE, statek powinien być wyprowadzony z portu z odpo-wiednim wyprzedzeniem (gdy warunki pogodowe pozwalają jeszcze na bezpieczne przeprowadzenie operacji wyprowadzenia) oraz nie powinien być wprowadzany do portu, jeżeli wprowadzanie było planowane. Decyzję taką podejmuje kapitan statku w porozumieniu z kapitanem portu na wniosek kierownictwa terminalu. Z uwagi na dużą moc oraz rozmieszczenie pędników okrętowych jednostki, zwłaszcza rozmieszczenie sterów strumieniowych na kontenerowcu „Emma Maersk”, wszelkie manewry cumowania oraz odcumowywania od nabrzeża trzeba przeprowadzać z należytą ostrożnością przy współdziałaniu z taborem holowników, tak aby nadmier-na praca pędników okrętowych nie powodowała erozji dna i podmywania nabrzeży w porcie. Docelowo zaleca się również, aby w przypadku obsługi w porcie DCT Gdańsk kontenerowców klasy PS rozważono możliwość zabezpieczenia dna akwenu oraz nabrzeży portowych na przykład poprzez wyłożenie dna akwenu brezentem. Niniejsza analiza potwierdza również tezę, że model przestrzenny domeny statku można skutecznie wykorzystywać do analizy ryzyka nawigacyjnego w akwe-nie ograniczonym.


2 (189) 2012 139

BIBLIOGRAFIA

[1] Admiralty Sailing Directions, ‘Baltic Pilot’, Vol. I, NP18, ed. 15/2009.

[2] Admiralty List of Radio Signals, Vol. 6(2), NP286 (2), ed. 2009/2010.

[3] Ekspertyzy wewnętrzne Urzędu Morskiego w Gdyni opracowane w lutym 2005 r. na potrzeby obsługi statków VLCC w Naftoporcie.

[4] Holec M., Rutkowski G., Próba zdefiniowania akwenu trudnego pod względem nawigacyjnym, „Zeszyty Naukowe” WSM Gdynia, 1997, nr 32.

[5] Nowicki A., Wiedza o manewrowaniu statkami morskimi, Wydawnictwo Trademar, Gdynia 1999.

[6] Rutkowski G., Modelowanie domeny statku w procesie manewrowania w ogra-niczonych akwenach, Prace Naukowe „T”, PW, Wydział Transportu, Warsza-wa 2001.

[7] Rutkowski G., Zastosowanie modelu domeny do oceny bezpieczeństwa nawi-gacyjnego statków poruszających się w akwenach ograniczonych, Prace Na-ukowe „T”, PW, Wydział Transportu, Warszawa 2001.

[8] http://www.ships-info.info/mer-emma-maersk.htm.

E S T I M A T I N G S A F E T Y O F S H I P P I N G I N T H E R E S T R I C T E D S E A A R E A S

B Y M E A N S O F T H E T H R E E - D I M E N S I O N A L M O D E L O F S H I P ’ S D O M A I N S P E C I F I E D

F O R P S C L A S S C O N T A I N E R V E S S E L S T Y P E ‘ E M M A M A E R S K ’

W H I L E A P P R O A C H I N G D C T T E R M I N A L I N G D AŃS K P O R T P ÓŁN O C N Y

ABSTRACT

In this paper author presents the methods that can be used for estimating the safety of shipping (navigational risk) in the restricted sea areas of the Gulf of Gdańsk by means of a three- -dimensional model of ship’s domain specified for the PS Class container vessels ‘Emma Maersk’. The essence of the method suggested in the thesis is the systematic approach to a sea vessel

Grzegorz Rutkowski


operation in the aspect of estimating its safety while approaching DCT terminal in Gdańsk Port Północny in divergent exterior conditions.

Keywords: safety of shipping, safety of navigation, ship handling, under keel clearance (UKC) ship’s domain, risk of navigation, risk of collisions, navigational obstacle, container vessel, terminal, DCT Gdańsk.

Wskazówki dla autorów 1. Artykuły należy dostarczać w wersjach elektronicznej w formacie edytora Word (.doc Office

2003) oraz papierowej (dwa egzemplarze). Powinny mieć parzystą liczbę stron i nie przekraczać objętości jednego arkusza autorskiego. Wszystkie artykuły są recenzowane.

2. Autorzy mają obowiązek złożyć wraz z tekstem „Oświadczenie o przeniesieniu praw autorskich” (dostępne na stronie internetowej AMW w zakładce Zeszyty Naukowe -> Informacje dla autorów).

3. Format artykułu: ⎯ B5 ⎯ marginesy 25 mm ⎯ pojedynczy odstęp między wierszami ⎯ czcionka Times New Roman, wys. 11 p.

4. Układ artykułu: ⎯ imię i nazwisko ⎯ afiliacja ⎯ tytuł ⎯ streszczenie ⎯ słowa kluczowe ⎯ wstęp ⎯ część zasadnicza opisująca metodykę badań i uzyskane wyniki ⎯ wnioski (lub podsumowanie) ⎯ bibliografia ⎯ tytuł, streszczenie i słowa kluczowe w języku angielskim

5. Rysunki: ⎯ ponumerowane, ich szerokość nie może przekraczać 13 cm ⎯ podpisy pod rysunkami czcionką 10 p.

6. Tabele: ⎯ ponumerowane, ich szerokość nie może przekraczać 13 cm ⎯ tytuły nad tabelami czcionką 10 p. ⎯ tekst w tabelach 10 p.

7. Wzory: ⎯ ponumerowane, pisane w edytorze równań

8. Bibliografia: ⎯ ujednolicona i uporządkowana alfabetycznie, zapisana wg poniższych kryteriów [1] Autor (nazwisko, inicjał imienia), Tytuł, wydawca, miejsce i rok wydania.

(zapis dla monografii) [2] Autor (nazwisko, inicjał imienia), Tytuł, [w:] Tytuł, red. (inicjał imienia, nazwisko), wydawca,

miejsce i rok wydania. (zapis dla tekstu w książce pod redakcją)

[3] Autor (nazwisko, inicjał imienia), Tytuł, „Tytuł Czasopisma”, rok, numer, strony. (zapis dla artykułu w czasopiśmie naukowym)

[4] Autor (nazwisko, inicjał imienia), Tytuł, nazwa konferencji, wydawca, miejsce i rok, strony. (zapis dla referatu konferencyjnego)

[5] Autor (nazwisko, inicjał imienia), Tytuł, właściciel, numer, data. (zapis dla patentu)

[6] Numer i rok. Tytuł. (zapis dla normy)

Stosowana norma: PN-ISO 690:2002. Dokumentacja. Przypisy bibliograficzne. Zawartość, forma i struktura

W przypadku wykorzystania dokumentu elektronicznego należy stosować dodatkowo normę: PN-ISO 690-2:1999. Informacja i dokumentacja. Przypisy bibliograficzne. Dokumenty elektroniczne i ich części

01strona tytułowa zn 2 - amw1.iq.pl · stanowisko do badania wytrzyma łości zmęczeniowej...

Documents