1 LỜI CAM ĐOAN Tôi xin cam đoan Luận văn cơng trình khoa học tơi thực hướng dẫn khoa học Tiến sĩ Bùi Hồng Dương Ngoài nội dung tham khảo tài liệu liệt kê phần tài liệu tham khảo, luận văn không chép nội dung cơng trình khoa học tương tự Tơi xin hồn tồn chịu trách nhiệm trước pháp luật lời cam đoan Tp Hồ Chí Minh, Ngày 12 tháng 05 năm 2015 Tác giả Huỳnh Văn Tuấn LỜI CẢM ƠN “Tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến thầy giáo hướng dẫn TS Bùi Hồng Dương thầy, cô Khoa Máy Tàu Thủy - Trường Đại Học Giao Thơng Vận Tải thành phố Hồ Chí Minh, tồn thể bạn đồng nghiệp nhiệt tình giúp đỡ tác giả hoàn thành luận văn này” MỘT SỐ TỪ VIẾT TẮT VÀ KÝ HIỆU THƯỜNG DÙNG CÁC TỪ VIẾT TẮT Carbon ĐCĐT Max MN MNK Roto Rpm Surge line TB TBK – MN Turbine Khí các-bon Động đốt Lớn Máy nén Máy nén khí Phần quay Vòng phút Đường giới hạn “ho” Tua bin Tua bin khí – máy nén Tua bin MỤC LỤC MỤC LỤC HÌNH VẼ MỤC LỤC BẢNG MỞ ĐẦU Tính cấp thiết đề tài Trong khai thác tàu thủy tính kinh tế tính an tồn động đặt lên hàng đầu Những động cho công suất cao, sau thời gian khai thác công suất động bị suy giảm Việc suy giảm nhiều nguyên nhân gây ra, có nguyên nhân tổ hợp TBK – MN Ở đội tàu biển Việt Nam nay, tàu có tuổi thọ cao khai thác Do vậy, động chúng tương đối cũ nên việc khai thác chúng gặp nhiều khó khăn tình trạng xuống cấp động hiệu tăng áp tổ hợp TBK – MN ngày trở nên Thiết bị thay trở nên đắt khan Mục đích nghiên cứu đề tài giúp người quản lý tàu hiểu yếu tố làm suy giảm công suất động tổ hợp TBK – MN để từ đưa kết hoạch bảo dưỡng hợp lý thay tổ hợp TBK – MN có hiệu suất cao hơn, đồng thời giảm đến mức tối thiểu hỏng hóc sữa chữa liên quan đến tổ hợp TBK – MN Mặt khác giúp cho người quản lý đội tàu hiểu rõ mối quan hệ tổ hợp TBK – MN với ĐCĐT, ảnh hưởng chúng đến cơng suất động để trì chế độ khai thác, bảo dưỡng hợp lý để nâng cao khả hoạt động động Lợi ích việc lắp lại tổ hợp TBK – MN khuyến khích từ phía nhà chế tạo cho model hệ – có hiệu suất chung cao nhiều hệ trước – vấn đề đáng đầu tư năm gần Lắp lại tổ hợp TBK – MN có hiệu suất cao cho động cũ xem xét cách kinh tế theo nhiều luận điểm theo ABB trình bày sau: - Động có nhiệt độ khí xả cao; áp suất khoang qt khơng thể tăng tới - mức bình thường; khơng cịn hoạt động chế độ tồn tải Nhu cầu cần giảm chi phí nhiên liệu ô nhiễm khí xả Nhu cầu cần tăng độ an toàn hoạt động động cho giai đoạn hoạt động kéo dài - Đặc tính động yêu cầu tối ưu hoạt động chậm dạng hoạt - động khác Tuổi thọ không thoả mãn chi tiết turbine tăng áp làm việc ăn mịn xói mịn; khó có phụ tùng hệ turbine tăng áp cũ số nhà máy có đắt; cần đặt hàng thay turbine tăng áp thới gian cung cấp lâu Để giúp cho đội tàu Việt Nam nâng cao công suất động khai thác động đạt kinh tế cao; sau thời gian học tập, nghiên cứu, tạo điều kiện thầy khoa Máy tàu thủy, đặc biệt hướng dẫn Thầy TS Bùi Hồng Dương, tơi thực đề tài "Tính toán để thay turbine-tăng áp cho động Diesel6uec45la tàu eminence" Đối tượng, phạm vi nghiên cứu đề tài Việc tính tốn đánh giá cho phép đưa kết luận định lượng liên quan đến công tác tổ hợp TBK – MN với động Diesel Điều giúp cho người quản lý khai thác tàu có kế hoạch xác liên quan đến bảo dưỡng, sửa chữa, thay khai thác Phân tích bước tính tốn đánh giá cịn xác yếu tố làm suy giảm tình trạng kỹ thuật tổ hợp TBK – MN để xây dựng kế hoạch bảo dưỡng thường xuyên vận hành khai thác hệ động lực tàu biển.Trong thời gian tới có nhiều nghiên cứu để xây dựng phần mềm chuyên dụng giúp cho người vận hành khai thác có thuận lợi khai thác đánh giá tình trạng kỹ thuật tổ hợp TBK – MN Nội dung đề tài Nội dung đề tài bao gồm: Mở đầu Trong phần này, tác giả nêu lên tính cấp thiết đề tài suy giảm công suất động tổ hợp TBK – MN gây Ngoài ra, đối tượng nghiên cứu đề tài tác giả trình bày cụ thể phần mở đầu Chương 1: Tổng quan Nội dung chương trình bày khái quát nghiên cứu nước liên quan đến đề tài Những vấn đề tồn đề tài từ đưa hướng phát triển cho đề tài Những nội dung nghiên cứu đề tài Chương 2: Cơ sở lý thuyết Nội dung chương nói lịch sử đời phát triển turbine tăng áp dùng cho động Diesel tàu thủy Những khái niệm turbine tăng áp, hiệu suất đạt động Diesel sử dụng turbine tăng áp Các phương pháp tăng áp tàu thủy Ngoài tác giả giới thiệu loại turbine tăng áp hãng giới Mối quan hệ TBK – MN với ĐCĐT, sở lý thuyết tiền đề để tác giả tính tốn hiệu suất ĐCĐT sử dụng TBK – MN Lợi ích việc thay tổ hợp TBK – MN Chương 3: Tính tốn để thay turbine tăng áp cho động Diesel 6UEC45LA tàu Eminence Trong chương này, tác giả giới thiệu động 6UEC45LA tàu Eminence Lập chương trình tính tốn thay tổ hợp TBK – MN cho ĐCĐT phầm mềm matlab Qua tác giả lựa chọn TBK – MN phù hợp với động CHƯƠNG TỔNG QUAN 1.1 Tình hình nghiên cứu nước ngồi nước 1.1.1 Những bất cập hệ thống tăng áp sau thời gian sử dụng Trong trình khai thác động diesel tàu thủy, thường xảy hư hỏng hệ thống tăng áp Dẫn đến tính sử dụng động bị suy giảm Trong nhiều trường hợp phải thay tăng áp Hiện có nhiều hãng sản xuất tăng áp giới: Garrett, ABB, … Chất lượng tăng áp hãng tốt, việc lựa chọn tăng áp phù hợp cho động công việc dễ dàng Nhất động cũ, sản xuất Nhật trước Trường hợp điển hình xem xét đề tài nghiên cứu động 6UEC45LA tàu Eminence, qua thời gian dài khai thác xuống cấp thường gặp tượng động tụt cơng suất, khó tăng tốc, tiêu hao nhiên liệu lớn Vì nhu cầu thay tăng áp cần thiết để bảo đảm tính kỹ chiến thuật động nói riêng tàu nói chung Mặt khác tăng áp hệ – có hiệu suất chung cao nhiều hệ trước – vấn đề đáng đầu tư năm gần Lắp lại tăng áp có hiệu suất cao cho động cũ xem xét yếu tố sau: - Áp suất khí nạp khơng đảm bảo, dẫn đến áp suất nén trung bình thấp Suất tiêu hao nhiên liệu lớn Mức độ nhiễm khí xả tăng lên Nhu cầu cần tăng độ an toàn hoạt động động cho giai đoạn hoạt - động kéo dài Các chi tiết hoạt động lâu ngày, độ mài mòn tăng lên, dễ xảy hư hỏng Trong phụ tùng thay khó tìm kiếm thị trường 10 1.1.2 Tình hình nghiên cứu tính toán lựa chọn turbine tăng áp nước giới Hiện lựa chọn tăng áp thay cho tăng áp cũ, thường dựa công thức hãng sản xuất tăng áp đưa Ví dụ hãng sản xuất tăng áp Garrett đưa công thức thực nghiệm để chọn tăng áp: Lưu lượng: (1-1) Áp suất: (1-2) Trong đó: - Wa: Lưu lượng khí nạp vào xy lanh (kg/phút) MAPreq: Áp suất khí nạp; HP: Cơng suất động (kW) A/F: Tỷ số khơng khí/Nhiên liệu; BSFC: Suất tiêu hao nhiên liệu R: Hằng số khí; N: Tốc độ vịng quay trục khủy (v/p) Vd: Thể tích xy lanh động cơ; VE: Hệ số nạp : Nhiệt độ ống góp khí xả; Từ cơng thức tính tốn áp suất lưu lượng chế độ định Cách tính có ưu điểm nhanh Nhưng nhược điểm độ xác khơng cao, tính chế độ làm việc động cơ, mặt khác hết chất mối liên hệ động cụm turbine tăng áp 1.2 Những vấn đề tồn Với việc tính tốn thay turbine tăng áp cho động Diesel 6UEC45LA tàu Eminence giúp hiệu suất khai thác động tăng lên đáng kể Song song đề tài cịn có mặt hạn chế chi phí thay turbine cao Chỉ áp dụng phần mềm matlab để xây dựng mối quan hệ áp suất lưu lượng khí nạp chế độ khác Các thông số động lựa chọn ban đầu thông số nhà sản xuất đưa ra, đồ thị đặc tính máy nén sử 90 % Workshop test record of engine EPfR =[.5 85 1]; EPppr = [2662 3725 4515 5332]; Nr = [125.7 140.7 150.3 158.4]; 158.3] Nmin_DS = 42.3; engine, rpm Nf = Nr(4); % = 158.4 % *100 = Load % % kW, Engine Load % Engine rpm [125.7 140.7 150.3 % Min stable speed of diesel % Diesel oil used to test and fuel consumption rhod = 0.8653; LCV = 42677; LCViso = 40200; rhoiso = 0.9; % Low Value,=10200*4.184; % kcal/kg * 4.184 hppr = [46.3 52.8 59.9 65.3]; % [46.3 52.8 58.8 65.3]; rack notch, FI Caloric % Fuel Eef = 0.4; % Effective Efficiency Coeff of engine hfr = hppr(4); % = 68.0; % Fuel FI at nominal working point of engine, % To calculate h00 EP2 = EPf*[0.5 : 0.1 : 1.0]; % Engine Power array Npp = nthroot (EP2/EPf, 3)*Nf; % rpm, Follow Standar Propeller Law EPpp=C*N^3 h00 = 0.25*hfr; % Fuel FI at N=0; Let select it h0f = h00*2.2/1.8; % Select, follows Test Record, imperical from RND68, % h0=1.8, h0f =2.2 % Take the point of 85% of nominal power for best result! bhpp =(hppr(3)-h00)/Nr(3)^2 % = 0.0020, To calculate b at 85%EPf, %follow the eq h=h0+b*n^2 hpp = h00 + bhpp*Npp.^2; % Fuel Rack vs N(rpm) following Std Propeller Law hf = h00 + bhpp*Nr(4)^2; hef = hf*Eef; %= 27.2 Fuel SI = amount of fuel (AOF)/rev that is equivalent % to Brake (effective) Torque of engine, Me % Ghpr = [482.6 629.8 746.6 890.2]; %[462.6 629.8 756.6 910.2]; % Fuel consumption, kg/h Gpiso = Ghpr*LCV/LCViso; % BSFC_pp = [126.7 123.3 122.2 124.5]; % Barke spec fuel consumptio, g/PSh BSFC_ppr = [172.3810 167.7551 166.2585 169.3878]; %g/kWh, = BSFC_hp/0.735; Ghp1= EPppr.*BSFC_ppr/1000; % To check Ghr again! ntc = [9800 12700 14450 15800]; % t/charger rpm; pata = 1.034; % bar, Atmosphere pressure; 91 p02sr = 1+ [0.7 1.4 2.0 2.5]; % Scavenging air press bar + gauge bar p01r = 1+[0.0078 0.0196 0.0338 0.0412]; % bar;=0.000980638*[8 20 34.5 42 mAq]; Ts = [293 300 313 319]; % oK,Temp at scav air manifold = 273+[20 27 40 46]; p03r = 1+[0.5906 1.1599 1.6879 2.1758]; % = 0.00133322*[443 1266 1632mHg]; bar p04r = 1+[0.0147 0.0608 0.1294 0.1324]; % =0.000980638*[15 62 135 mAq]; T03r = [607 603 617 656]; % oK, Turbine inlet Temp.; =273+[334 344 383] T04r = [538 502 490 505]; %oK, Turbine Outlet Temp, =273+[265 217 232] Texhr = [550.50 Outlet 548.8 559.5 870 132 330 229 597.0]; % oK, Exh Gas Temp at Cyl % 273+[277.5 275.8 286.5 324] % To calculate fuel rack coeff Khf Khppr= Ghpr./(60*(Nr.*hppr)); % = [0.0013 0.0014 0.0014 0.0015]; % kg/(min*FI.rpm), raw fuel rack Coeff Kh_cor = mean(Khppr) % MEAN Fuel rack coeff.,kg/(min*FI.rpm) hpp_cor = Ghpr./(60*Kh_cor.*Nr); % =[43.5449 52.9876 59.6587 68.0000]; % Corerected h(FI) following STD propeller law % Follwing commands are used to verify the cal Ghpp_cor must equal to Ghppr; Ghpp_cor = 60* Kh_cor*hpp_cor.*Nr; % =[462.6000 629.8000 756.6000 910.2000]; % =Amount of FO comsumed by engine in kg/h, folloing pp law BSFC_ppr_cor = Ghpp_cor*10^3./EPppr; % =[181.2923 169.0738 165.3599 166.9542]; % BSFCnw corrected Ghpp = 60* Kh_cor*hpp.*Npp; EPf_cor = 1000*Ghpp(6)/BSFC_ppr_cor(4); % = 5168.8 %=================================================== % De tinh nghiem EVEnw va Alphaw, cho Wa (kg/s) va MAP (bar) phu hop voi % dac tinh thu may xuat xuong BSFCf = BSFC_ppr_cor(4); % = 171.8980, Brake specific fuel consumption Kg/KW.h Vd= Vd1; % Engine Dispacement, m^3 EVEf= 1.26; % 1.26; %Engine volume efficiency AFR_Stoi = 14.0; Alphaf = 3.85; % 3.85; AFRf= AFR_Stoi*Alphaf; % = 32.2; Air Fuel Ratio at required Power, % Stoichiometric AF ratio is 14.0 (Air to Fuel) 92 Rs= 287.04; %str2double(get(handles.Ra,'string'))% Specific (Individual) Gas Constant,for dry air, % Rs = 287.04 J/(kg.K); for Exhaust Gas, Rs = J/(kg.K) % Pa=str2double(get(handles.Pa,'string')) % INPUT: Tim= 310; % 320; % Manifold intake air temperature =40 oC z=1; % Stroke Coefficient, stroke engine has z = 0.5 (2 rev/cycle); stroke = Wa = EPf_cor*AFRf*(BSFCf/(60*1000)); % 350.56 kg/min; Weight Air Flow Rate; % x/60 to calculate Wa per minute; x/1000 to convert from gr to kg; % We may use a Coef Kwa = 1.667e-05 to form the formular % Wa = Kwa*EP*AFR*BSFCnw (kg/min); Was = Wa/60 ; % = 12.9198 kg/s Wavs = Was/1.2; % = 10.59 m3/s Kwa = 1.6667e-05; MAPreq = 10^-5*Wa*Rs*Tim/(EVEf*Nf*z*Vd); % = 2.477 absoluet Bar; % = MAPreq = Required Manifold Absolute Pressure, Bar, to produce that % required brake Power % MAP = (Wa/0.454)*681*(460 + 100)/(EVEnw*N*z*Vd*61023.7)/14.7 dPcooler = 0.1; % Pressure drop over Air Cooler, bar; MAP = dPcooler + MAPreq; % =3.46; Total Air Pressure at Intake Manifold % Now, we devided engine power to each 10% of nominal brake power, as EP2, % then the Air Flow will be follow the identical change We can see that % Wa2 = K*EP2, where K = AFR*BSFCnw*Kwa Let the engine power be reduced % following three typical characteristic curves: Engine Law (EgL) (Constant % Brake Torque), Constant Rotating Speed Law (CRSL) and Propeller Law (PpL) % We will compute the required MAP (abs Bar) to produce the required % engine power for these cases and plot the relatioships between MAP and % Air Flow for each cases Wa2 = EP2*AFRf*BSFCf*Kwa; % Required Air Flow array, which are proportional % to Engine Power array, EP2 % -% FIRST CASE % Suggest that the engine will get load as in the EP2 array following the % Pp Law, we will calculate the working point of T/C in accordance to the % working point of the engine keve = 0.012; 93 EVEp = EVEf +keve*(Nf -Npp); kalp = 0.015; Alphap = Alphaf - kalp*(Nf -Npp); % AFRp = AFR_Stoi*Alphap; bh0pp = (h0f-h00)/Nf^2; % =2.2514e-07, Coefficent, suggest that the No-Load % Fuel SI of engine is a 2nd power function of engine rpm, N h0pp = h00 + % bh0pp*Nx.^2 h0pp = h00 + bh0pp*Npp.^2; % No-load fuel SI == AOF/rev bhe = hef/Nf^2; hepp = bhe*Npp.^2; bheRpp = bhpp - bh0pp; % 2.8142e-06 = Coefficent, heR = cheR*Nx.^2, follows Pp Law heRpp = bheRpp*Npp.^2; % Eff-load fuel SI == AOF/rev, included heat lost % to Exh Gas Temp Rise heRpp = hpp - h0pp; % FI used to produce he (= eff Torque) efR = hepp./heRpp; Gfpp = (hpp.*Npp)*Kh_cor % Fuel Oil flow rate, kg/min Wapp = AFRp.*Gfpp; % kg/min; Air flow rate required, in acccordance to the working % points of the engine Was_pp = Wapp/60; % kg/s, luu luong quet nap Wavs_pp = Wapp/(1.2*60); % m3/s, luu luong quet nap MAPreq_pp = 10^-5*Wapp.*Rs*Tim./(EVEp.*Npp*z*Vd); % MAPreq, Pp Law kg = 1.49 - T03r*10^-4; pgr = p04r./p03r; Tgr = T04r./T03r; eft = (T03r-T04r)./(T03r.*(1-pgr.^(1-1./kg))); eft1 = (1-Tgr)./(1-pgr.^((kg-1)./kg)); War = [5.3 7.9 9.7 10.6]; Eptu = (1.01 + T03r*0.2222e-03).*War.*eft.*T03r.*(1pgr.^(1-1./kg)); ka = 1.4 - 350*10^-4; pcr = p02sr./p01r; T02r = Ts.*pcr.^(1-1./ka); Tcr = T02r./Ts; % efco = (pcr.^(1 -1./ka) -1)./(Tcr - 1); efc =[0.834 0.852 0.8525 0.851]; Epc = (1.04536 + T02r*0.2222e-03).*War.*Ts.*(1-pcr.^(11./ka))./efc; efm_Tc = -Epc./Eptu % SECOND CASE % The engine get the load change with constant rpm 94 Nnc = Nf*ones(1,6); % rpm array of the engine, follows CRS Law bhnc = heRpp(6)/(EP2(6)); hnc =h0f + bhnc*EP2; Gfnc = (hnc.*Nnc)*Kh_cor; EVEnc = EVEf +keve*Nf*(1- EP2/EPf); Alphanc = Alphaf + 0.3*kalp*Nf*(1- EP2/EPf); AFRc = AFR_Stoi*Alphanc; Wanc = AFRc.*Gfnc; Was_nc = Wanc/60; % kg/s, luu luong quet nap Wavs_nc = Wanc/(1.2*60); % m3/s, luu luong quet nap MAPreq_nc = 10^-5*Wanc*Rs*Tim./(EVEnc.*Nnc*z*Vd); % MAPreq, CRS Law % THIRD CASE % Load changed, with Fuel SI h = constant; Nhc = (EP2/EP)*N; % If we keep EP2 as it is for Propeller Law, we have Nhc*heRhc = Npp*heRpp, thus: Nhc = ((hpp-h0pp)./(hf-h0pp)).*Npp; hhc = hf*ones(1,6); Gfhc = (hhc.*Nhc)*Kh_cor; EVEhc = EVEf +0.3*keve*Nf*(1- EP2/EPf); Alphahc = Alphaf + 0.3*kalp*Nf*(1- EP2/EPf); AFRc = AFR_Stoi*Alphahc; Wahc = AFRf*Gfhc; Was_hc = Wahc/60; % kg/s, luu luong quet nap Wavs_hc = Wahc/(1.2*60); % m3/s, luu luong quet nap MAPreq_hc = 10^-5*Wahc*Rs*Tim./(EVEhc.*Nhc*z*Vd); % FOURTH CASE: % Load changed, followed Load Limit Law and engine speed down following Npp % and hf=c law, we have: Nhc = Npp law we have: bhlim = (hf/100)*(100-50)/(Nf-0.4*Nf); Nhlim = Npp; % Nhlim= Nhc hlim = hf/2 + bhlim*(Nhlim -0.4*Nf); Gfhlim = (hlim.*Nhlim)*Kh_cor; Wahlim = AFRf*Gfhlim; Was_lim = Wahlim/60; % kg/s, luu luong quet nap Wavs_lim = Wahlim/(1.2*60); % m3/s, luu luong quet nap MAPreq_hlim = 10^-5*Wahlim*Rs*Tim./(EVEf*Nhlim*z*Vd); % To calculate Comp Eff effc = [84.2 84.9 85.6 86.4 86.5 84]; % From Diagram prc = (1+ p02sr)./(1+ p01r); ka = 1.38; 95 %=================================================== % FIFTH CASE: % To draw the current working line of TC following current working point of % engine and standard propeller law EPcur = 4858*0.735; % =3570.6 kW Gdcur = 16.21*1000; % Actual Fuel Consump per day at 140 rpm, kg/day Ghcur = Gdcur/24; Ncur = 140; % Actual operating speed, rpm BSFCcur = Gdcur*10^3/(24*EPcur); % = 189.159 g/(kW.h); BSFC at current operating point hfcur = Ghcur/(60*Kh_cor.*Ncur); % = 57.3156 Current h(FI) Nppcur = [0.8:0.1:1]*Ncur; h00cur = 1.1*h00; bh0pp = (h0f-h00)/Nf^2; % =2.2514e-07, Coefficent, suggest that the No-Load % Fuel SI of engine is a 2nd power function of engine rpm, N h0pp = h00 + % bh0pp*Nx.^2 h0ppcur = h00cur + bh0pp*Nppcur.^2; % No-load fuel SI == AOF/rev bhe = hef/Nf^2; heppcur = bhe*Nppcur.^2; bheRpp = bhpp - bh0pp; % 2.8142e-06 = Coefficent, heR = cheR*Nx.^2, follows Pp Law heRppcur = bheRpp*Nppcur.^2; % Eff-load fuel SI == AOF/rev, included heat lost % to Exh Gas Temp Rise hppcur = h00cur + bhpp*Nppcur.^2; hppcur_f = hppcur(3); % = 57.3973, compare to 54.4809 of new engine heRppcur = hppcur - h0ppcur; % FI used to produce he (= eff Torque) efRcur = hepp./heRpp; Gfppcur = (hppcur.*Nppcur)*Kh_cor % Fuel Oil flow rate, kg/min % Alphacur = Alphap(3) - kalp*(Ncur - Nppcur); % EVEcur = EVEp(6)+ 0.5*keve*(Ncur - Nppcur); Alphac = 2.75; % Input Alphacur = Alphac - kalp*(Ncur - Nppcur); EVEcur = EVEp(6)+ 0.5*keve*(Ncur - Nppcur); AFRcur = AFR_Stoi*Alphacur; Wappcur = AFRcur.*Gfppcur; % kg/min; Air flow rate required, in acccordance to the working % points of the engine Was_ppcur = Wappcur/60; % kg/s, luu luong quet nap Wavs_ppcur = Wappcur/(1.2*60); % m3/s, luu luong quet nap 96 MAPreq_ppcur = 10^-5*Wappcur.*Rs*Tim./(EVEcur.*Nppcur*z*Vd); MAPreq, Pp Law % ================================================= % % SIXTH CASE: NEW EXPECTED WORKING POINT % To calculate new working point, up to 80% Nominal Power % INPUT: EPnw = EPf*0.8; % =3570.6 kW % INPUT: Nnw = Nf*0.8^(1/3); % Actual operating speed, rpm % INPUT: BSFCnw = BSFCcur; % = 189.159 g/(kW.h); BSFC at current operating point Ghnw = (10^-3)*EPnw*BSFCnw hfnw = Ghnw/(60*Kh_cor.*Nnw) % = 65.1 New h(FI) - compare to % 54.4809 of new engine at same rpm Npp_nw = [0.8:0.1:1]*Nnw h00nw = 1.1*h00 bh0pp = (h0f-h00)/Nf^2 % =2.2514e-07, Coefficent, suggest that the No-Load % Fuel SI of engine is a 2nd power function of engine rpm, N h0pp = h00 + % bh0pp*Nx.^2 % h0pp_nw = h00nw + bh0pp*Npp_nw.^2; % No-load fuel SI == AOF/rev bhppnw = (hfnw - h00nw)/Nnw^2; bhe = hef/Nf^2 hepp_nw = bhe*Npp_nw.^2 bheRpp = bhppnw - bh0pp % 2.8142e-06 = Coefficent, heR = cheR*Nx.^2, follows Pp Law heRpp_nw = bheRpp*Npp_nw.^2 % Eff-load fuel SI == AOF/rev, included heat lost % to Exh Gas Temp Rise hpp_nw = h00nw + bhppnw*Npp_nw.^2; % hpp_nwf = hpp_nw(3) % = 57.3973, Gfpp_nw = (hpp_nw.*Npp_nw)*Kh_cor; % Fuel Oil flow rate, kg/min % INPUT: Alphaw = % Input % EVE = 1.2; % INPUT: EVEnw = EVEnw; Alpha_nw = Alphaw - kalp*(Nnw - Npp_nw); EVEnw = EVEnw + 0.5*keve*(Nnw - Npp_nw); AFR_nw = AFR_Stoi*Alpha_nw; Wapp_nw = AFR_nw.*Gfpp_nw; % kg/min; Air flow rate required, in acccordance to the working % points of the engine Was_pp_nw = Wapp_nw/60; % kg/s, luu luong quet nap Wavs_pp_nw = Wapp_nw/(1.2*60); % m3/s, luu luong quet nap 97 MAPreq_pp_nw MAPreq, Pp Law = 10^-5*Wapp_nw.*Rs*Tim./(EVEnw.*Npp_nw*z*Vd); % % ================================================== % Total Air flow rates required to produce the required Engine Powers MAPpp = MAPreq_pp + dPcooler; % Total MAP, Pp Law MAPnc = MAPreq_nc + dPcooler; % Total MAP, CRS Law MAPhc = MAPreq_hc + dPcooler; % Total MAP, SI Law % MAPmc = MAPreq_mc + dPcooler; % Total MAP, Me=const MAPhlim = MAPreq_hlim + dPcooler; % Total MAP, SI Law MAPpp_nw = MAPreq_pp_nw + dPcooler; % -% Max Wa2A kg/min and max of MAPa (bar abs) Wa2a = max(Wa2); % = 316.9121 kg/min MAPa = max(MAPpp);% = 2.3832 bar abs; plot (Wapp/(1.22*60), 0.01*ones(1,6),'+',Wahlim/ (1.22*60),MAPhlim,'-.d', Wapp/(1.22*60), MAPpp,'-*b',Wanc/(1.22*60), MAPnc,'-.dm', Wahc/(1.22*60),MAPhc,' or',Wavs_ppcur,MAPreq_ppcur,'-