大型船舶轴系负荷校中.doc

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大型船舶轴系负荷校中（全面版）资料大型船舶轴系负荷校中摘要本文依据57300吨散货轮主机轴系的安装工艺，对主机轴系的校中采用合理负荷校中方法，它是一种经过改进的计算方法,将使从曲轴主轴承到尾轴管前轴承的各个轴承负荷分配情况更趋合理。因此,在某种意义上也可以说是原来轴系合理校中计算的推广，是根据轴系各轴承负荷分配情况来决定的。按校中计算的要求校中轴系，是一种使全轴系负荷合理分配的校中方法，其实质是在遵守规定的负荷、应力、转角等限制条件下，通过校中计算确定各轴承的合理垂向位移，使轴系安装成规定的曲线状态，以达到全轴系各轴承负荷合理分配。英文摘要： The 57300dwt crude oil tanker was built for China Ocean Shipping Group Co.by our company ,it’s main propeller employed aft-engined direct propulsion ,the main engine is DALIAN-MAN B&W6S50MC-C type of marine low speed diesel engine ,and used fixed pitch keyless hydraulic propeller.The assembly of shafting employed calibration numeration .The assembly of the main engine can be divided into three sections on board ,the whole engine was positioned and the epoxy gasket was casted when the ship was in the sea .In order to make the assignment of load of each bearing more reasonable ,and to make the bending moment and corner was assigned reasonably on the supporting section specified in the allowed range ,the shafting calibration of the ship emploied jack-up methord to test plummer block ,the forward shaft of tail pipe and main bearing7# ,bearing 8# ,and improved the assembly procedure to the type of main engine in accordance with MAN B&W , increased the measurement of torsional level and sag of the main engine ,furthermore it paid attention to the control of the differential distance of the main engine in the sixth cylinder wall .This article discusses the data analysis in the procedure of the assembly of the main engine and the calibration of the shafting . 关键词主机轴系扭曲度下挠度臂距差负荷前言 174000t散货轮是我公司为希腊远洋运输公司建造的散货轮，目前是我公司建造的最大吨位的散货轮。主推进采用尾机型直接推进，主机机型为DMD—SULZER 6RTA68T-B型船用低速柴油机，最大持续功率（CMCR）17640KW，螺旋桨设计点功率（CSR）为14994KW、94RPM 、采用定距无键液压螺旋桨，轴系无中间轴承，这给主机负荷调整带来难度。主机在船上共分三部分组装，当船下水后再进行整机定位，浇注环氧垫片。为使各轴承负荷分配更趋于合理，并使规定支撑截面上的弯矩、转角等合理分配在允许范围内，该船轴系校中采用顶举法测试艉管前轴承及主机主轴承1#、 2#、3#轴承的负荷，并按照“SULZER”的要求，对该类主机的安装工艺作了改进，先调整主机水平使扭曲和下挠合格然后拉伸主机贯穿螺栓，使拐挡合格。在增加了主机扭曲度和下挠度测量，并注重主机第一、五、六缸臂距差的控制，本文着重探讨主机安装和轴系负荷校中过程中的数据分析一.校中计算法确定轴系的校中轴系校中要在尾法兰受向下8吨力作用下进行，先调整尾法兰正，后调整前法兰正。扭曲度和下垂度合格、主机拐挡合格后，先进行轴系与主机的法兰连接，再进行艉部法兰的连接。二.主机扭曲度和下垂度测量建议在船台时调整主机的扭曲和下垂度，再在基座上做基准点以备船下水后监测用（因船下水后测量很困难）。由于主机在长期的服务（载重）状态时，会出现主机机座热变形而导致轴承负荷的转移和部分轴承负荷过大。如果在主机安装时，把主机人为的调整成适当的下挠度，在热态或船舶处于满载状态时适当平衡主机机座的变形，就可以减轻热态时主机第一道轴承的负荷，改善轴承的磨损状况。为此采用SULZER的推荐方法对主机机座的扭曲度和下挠度进行测量，（见表1）。（注：调整表使表杆压缩为正）表1 琴钢丝测量数据　 1 2 3 4 5 6 7 Max (Table 3) 0.10 0.01 -0.05 -0.06 -0.05 0.01 0.10 Nominal (Table 1)* 0.00 -0.09 -0.15 -0.16 -0.15 -0.09 0.00 Min (Table 3) -0.10 -0.19 -0.25 -0.26 -0.25 -0.19 -0.10 Measurement Exhaust side +0.01 -0.10 -0.12 -0.18 -0.11 -0.08 0.00 Measurement Cam side 0.00 -0.09 -0.13 -0.16 -0.13 -0.09 0.00 OK = Inside limit, OUT = Outside limit OK OK OK OK OK OK OK Piano wire curve 0.00 -0.15 -0.23 -0.26 -0.23 -0.15 0.00 注：1-7为测量点根据表1数据绘制测量曲线图如下图2 基本方法如下：（1）焊接主机侧向和轴向止推块。（2）在主机的四个角处，点焊上四个基准螺钉。（3）调整螺钉，并记录螺钉与主机间的间隙并记录。（4）用照光的方法，在油底壳上平面测量排气侧凸轮轴侧的下挠度。（5）测量1#、2#主轴承的间隙并记录。（6）测量主机第一缸的臂距差并记录。三.主机的臂距差的要求和调整根据SULZER公司的经验值，通常减轻第一道轴承的负荷，推荐将主机第一缸的臂距差调整为正值，为了避免对轴系校中的结果的影响，采用抬高主机前端或降低主机输出端的方法进行主机第一缸臂距差的调整，并得到下列数值，（见表2、表3、）此图为曲拐表架设位置及开口方向，图3 表2轴系螺栓连接后主机的臂距差单位:mm/m 曲柄位置 1# 2# 3# 4# 5# 6# 垂直拐挡 -14 2 13.5 20.3 20.5 -15.3 轴承负荷测量数据为艉管前轴承199.5KN、主机1#瓦189.3KN 主机2#瓦203.2KN，3#瓦257.5KN轴承间隙测量为主机1#瓦间间隙 0.98㎜、主机2#瓦间隙0.85㎜。表3轴系连接后在主机输出端降低0.6mm时主机臂距差单位:mm/m 曲柄位置 1# 2# 3# 4# 5# 6# BP -18 2 13 18.5 19.5 -19.5 轴承负荷测量数据为艉管前轴承169.9KN、主机1#瓦276.7KN 主机2#瓦143.7KN。主机3#瓦228.8KN轴承间隙测量为主机1#瓦间隙0.98㎜、主机2#瓦间间隙0.85㎜。经过对上述数据的对比，会发现降低主机输出端仅对主机第一缸臂距差及1#、2#、3#轴承、尾管前轴承有影响，而其它数据基本保持不变。四轴承负荷曲线的分析 1.艉管前轴承负荷测量数据的分析在顶举法测量艉轴承负荷时，得到了如图4所示的曲线，在该图的曲线中有一部分不同传统的顶举曲线图中周围标出的部分，按计算书及通常的数据分析方法支撑顶升时当油压达到一定值的瞬间，液压千斤顶的负荷增加不大，但轴抬起较快时，此时的拐点，图中将发现有二次类似的情况出现，这是因为：液压千斤顶上的阻力是不可避免的，负荷响应的曲线在一定的范围内存在“滞后”；由于艉管结构的特殊性在负荷由轴承完全转移到液压千斤顶上时，受到螺旋桨的浮力，艉管内油压波动的影响及艉管后轴承与前轴承，不像其他轴承的负荷曲线均匀，而出现波动。由于上述因数的干扰，在测量时应缓慢升高油泵的压力，在油泵压力达到稳定时再读数值，以消除液体压力“滞后”的影响，在进行轴承的曲线分析时，根据轴承的间隙顶举时不能超过1㎜，通常取大于0.20㎜为数据分析段。轴承负荷 L=A×Ci×Pm =172.6（KN）,Pm=(Pu+Pd)/2 式中A---液压千斤顶活塞面积cm² Ci—距离修正系数1.03 Pu—顶起负荷bar Pd—顶降负荷bar Pm—升降负荷平均数bar 图4艉管前轴承顶举曲线 2主机轴承负荷测量值分析 2．1主机1#轴承负荷测量如图5所示，将千斤顶置于主机飞轮下面，在钢梁上垫合适的钢条顶起二齿。应小心地对千斤顶定位，因为它只允许很小的力矩的偏离角度。不良的定位会在千斤顶上产生更大的阻力，然后在顶起曲线中产生更多的迟滞现象。将百分表安放位置如图6，并在齿轮箱内加另一只百分表以作监测。由于主机1#轴承与齿轮箱靠近，且轴承间隙较小，在位移较大时，主要的相邻轴承已经被抬起，因此一般取0.03-0.10㎜顶升距离段较合适作为数据分析值，如图5所示。轴承负荷 L= 214.9（KN）图5 主机1#轴承顶举曲线从图5可以看出，主机轴承负荷很小这是由于6RTA68T-B型主机的特殊要求。按照SULZER公司的推荐，冷态时，要保证主机2#轴承负荷尽量小， 2．2主机2#轴承负荷测量在液压千斤顶按图6所示位置，置于主机厂提供的顶起钢梁上。并在2#轴承上加设一只千分表作为监测。由于主机1#轴承与2#轴承靠近，且轴承间隙较小，在位移较大时，主机的相邻轴承（1#轴承）已经被抬起，因此一般取0.03-0.15㎜顶升距离段作为数据分析值，如图7 图6 曲轴架表位置轴承负荷 L=165.5（KN）图7主机2#轴承顶举曲线综上所述，在大型船舶主机及轴系安装过程中，应合理地分析主机及轴系的状态，并考虑如下因素： (1)主机安装时应该有适当的下挠度，尽量减少主机的扭曲，保持主机平整。 (2)适当调整主机的各缸臂距差，并尽量使第一缸臂距差为正值，以避免主机热态时推力轴承负荷增加。 (3) 温度、波浪、振动、船体变形、船舶的吃水状态等环境因素的影响。在相同的状态下，不同的时间阶段所测得的数值是不同的。 (4) 其它的原因如：潮汐、天气的变化、系泊试验使得油、水液舱不断变化及试验中机器的振动等。马宁渤海船舶重工有限责任公司机装分厂工程师第一作者马宁渤船重工机装分厂工程师第二作者柴海林渤船重工机装分厂工程师第三作者赵春杰渤船重工机装分厂高级技师 2× 660MW 㒘䇗䆩㒘≑䕂䕈㋏ⲥ⌟㋏㒳 TSI䇗䆩㓪 ˖ Ḍ˖ ˖ ˖ ㅒ㕆义 ⲥ⧚ 㾕˖ ⲥ⧚ ⿟ ˖ ϧϮⲥ⧚ ⿟ ˖ 䆒 ԡ 㾕˖ ⿟ϧϮ ⿟ ˖ ⿟䋳䋷Ҏ˖ ⿟䋼䞣䋳䋷Ҏ˖ Ⳃ ΁ ӎ Ω γ Ը ԅ Ը ΁ԅ Ը Ϥ Ը ԅ Ը ԅ γ Ը ԅ Ը ̝ c c ͬ ӎ ӎ ζ ġ ζ ġ ζ ġ ζ ζ ġ ζ ġ ㄀1义 14义1䆒㋏㒳ὖ䗄 2×660MW ˅4 㒘ⱘ≑䕂䕈㋏ⲥ⌟㋏㒳䞛⫼㕢 ⡍ ⱘˏˑˌˌ㋏ ⲥ⌟ 㺙㕂ˈⲥ⌟ 䕈 ǃ䕈 ǃ䕈 ԡ⿏ǃ ǃ䬂Ⳍǃ㚔 ǃ 㝼㚔ǃ≑ 䕀䗳ǃ䳊䕀䗳ㄝ ˈTSI ㋏㒳䖲㓁ⲥ⌟䖭ѯ ˈ 䖭ѯ 䍙 TSI ㋏㒳Ӯ 䄺䏇䯌 ˈ 䖬㛑 Ў 㒘㸵㒓䆞 կ 㗗Ǆ 㒘ⱘTSI ㋏㒳㺙 41ϾӴ ˈ Ё18Ͼ䕈Ⳍ ˈ9Ͼ䕈㒱 ˈ4Ͼ䕈 ԡ⿏ ˈ4ϾⳌ 㝼㚔 ˈ2Ͼ㒱㝼㚔 ˈ1Ͼ≑ 䕀䗳 ˈ1Ͼ䳊䕀䗳 ˈ1Ͼ䬂Ⳍ 1Ͼ Ǆˏˑˌˌ㋏ TSI 䕈㋏ⲥ⌟㋏㒳䜡 ҹϟ ⾡ⲥ㾚 ῵ӊ˖ ⬉⑤῵ӊˏˑˌˌˋˍˑˈ ῵ӊˏˑˌˌˋˎˌˈ㒱 ⲥ⌟῵ ˈⳌ ⲥ⌟῵ ˈ㒻⬉ ῵ ˈ 㚔Ẕ⌟῵ ˈ䕈 ԡ⿏Ẕ⌟῵ ˈ䬂ⳌẔ⌟῵ ˈ㔌㚔Ẕ⌟῵ ˈ䕀䗳Ẕ⌟῵ ˈ䳊䕀䗳Ẕ⌟῵ Ǆ TSI ㋏㒳㒣䖛䞛䲚῵ 䕈㋏㋏㒳ⱘ Ͼⲥ⌟ ⌟ ⱘ 䲚䍋 ˈ✊ 㒣䖛 ⧚ 䘏䕥 ῵ ˈ䕧 ῵ 䞣4~20mA 䞣 Ǆ῵ 䞣䗕㟇DEH ㋏㒳 DAS ㋏㒳䖯㸠⼎䘏䕥 ⫼˗ 䞣 Ё䕀䗳䗕㟇 Ⲭ䔺㺙㕂 SCS ㋏㒳Ё Ў㘨䫕 ӊˈ 䄺䗕㟇DAS ㋏㒳Ё䖯㸠⼎ˈ䏇䗕㟇ETS ㋏㒳Ё ЎЏ ӊǄ 2 㓪 ձ 2.12×660MW 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天津港港口服务公司港口服务站天津新港二号卡子门内200米（设施处院内）船舶垃圾接收作业停泊于天津新港客运码头至15号泊位的船舶（Gk～15）车辆李民月 25702607 姚振金 13920212472 XK 002 天津开发区博达企业有限责任公司天津市新港花园内船舶垃圾接收作业停泊于天津新港16号泊位至29号泊位（除燃供码头）的船舶（G16～29）车辆张建国 13132092253 65726717 王伟成 13920212790 XK 003 天津万海长波船舶服务天津港保税区通达广场1号A-283室船舶垃圾接收作业天津海事局辖区水域内非靠泊船舶船舶高长青 13820018939 66370077 贾宝晓 13820068009 XK 004 塘沽区高安劳动服务部天津塘沽新港前卫里18栋1门201号船舶垃圾接收作业停泊于天津新港南疆港区1号泊位至4号、天远航修站泊位（Gs1～Gs4）、天津北方港航石化码头泊位的船舶车辆李方新 25793255 宋保国 13802096506 XK 005 天津港保税区志博国际工贸天津开发区恂园里B座-2栋船舶垃圾接收作业停泊于天津新港南疆港区5至7号及13至15号泊位的船舶（Gs5～7及Gs13-15）车辆贵志纯 66222109 刘平 13920817601 XK 006 天津航通达船舶技术服务天津塘沽新港解放门电台院内船舶垃圾接收作业停泊于天津新港北疆港区35号及以后泊位船舶，以及南疆港区除1号至7号泊位和渤海石油公司与天津救助站、航务一公司所属码头及天远航修站以外其它泊位的船舶、临港工业区码头1至6号泊位船舶、燃供码头所属船舶车辆王春岐 66706017 王文海 66706007 13512098016 XK 007 天津海安达航务工程服务天津市塘沽新港办医街13号船舶垃圾接收作业停靠于天津港海河港区水域（除天津市船厂及航务一公司所属码头）、天津救助站所属码头和北港联盟国际集装箱码头及北港1-2号泊位的船舶车辆魏同喜 61646 崔军 25789448 13803045126 XK 008 天津市船厂天津塘沽大沽坞路27号船舶垃圾接收作业停泊于天津市船厂及航务一公司所属码头的船舶车辆王可有 65266133（25312543 ）朱秀芳 13820508478 天津港船舶垃圾接收处理作业单位一览表制表单位：危管防污处备案号单位名称单位地址作业项目作业范围作业方式单位负责人联系现场负责人联系 XK 009 渤海石油物资供应公司天津塘沽渤海石油路688号船舶垃圾接收作业渤海石油公司内船舶及海上平台车辆船舶扬建军 25808235（）郭恩良 13820669376 XK 010 天津市新业船务工程天津市塘沽区渤海石油路699号疏浚基地三楼船舶垃圾接收作业渤海石油公司内船舶及海上平台车辆船舶陈新升 13512455296 13512455268 （25789287 自动）张英明刘永强 13512455272 XK 011 中海油能源发展股份天津分公司塘沽区渤海石油建工新村船舶垃圾接收作业渤海石油公司内船舶及海上平台车辆船舶叶宝林 66906502（66906334 自动）刘建 13803033518 XK 012 天津市津南区环渤海服务天津塘沽闸北路兴海园14-1-203 船舶垃圾接收作业天津海事局辖区水域内非靠泊船舶；实华 30万吨原油码头路祥刘巨春 13920275461 朱相超孙敬玮 13512979321 XK 014 天津海弋通船舶工程塘沽区芳云园26-2-402 船舶垃圾接收作业东疆港区现有泊位、天津港环球滚装码头所属泊位、天津港欧亚国际集装箱码头所属泊位、天津港汇盛码头所属泊位、邮轮母港所属泊位、东方海陆码头所属泊位船舶、汉沽海事筹备处辖区的船舶车辆蒋震 13920317901 XK015 天津鑫昶工贸天津市塘沽区新港路98号船舶垃圾接收作业渤海石油公司内船舶及海上平台车辆船舶管仁香 13902110645 赵建宁 13802051182 低负荷空气分级+SCR技术在燃煤锅炉脱硝中的应用摘要：空气分级燃烧技术在电站低氮燃烧脱硝中起到了很好的效果。燃尽风量，燃尽风速，燃尽风两级布置对NOX的降低产生了重大影响。低负荷时，对省煤器、空气预热器等受热面进行布置改造，以及联立炉内空气分级技术从而提高锅炉出口烟温，满足SCR的反应温度，进而进一步降低NOX的排放。关键词：空气分级;低负荷；脱销；SCR 按照火电厂大气污染物最新的排放标准，NOx的排放限值为30mg/m3[1]（重点地区执行20mg/m3）。所以降低燃煤锅炉的NOX排放是燃煤电厂当前最重要的任务之一。空气分级+SCR燃煤脱销技术在电厂中得到了广泛的应用[2-4]。在炉内脱销中燃尽风率[5],燃尽风速[6],燃尽风两级布置[7],对降低NOX的产生起到了重大作用。电站低负荷运行时，对省煤器、空气预热器等受热面进行布置改造[8-10]进而提高锅炉出口烟温，满足SCR的反应温度，提高脱销效率，进一步降低NOX的排放。如何联立炉内空气分级和炉外SCR脱销已经成为目前电站研究的课题。由于大部分电站不能额定负荷运行，所以在低负荷运行时，如何调整炉内空气分级和炉外受热面的布置，降低NOX的排放，成为燃煤电站攻坚的问题。 1 空气分级对NOx排放的影响 1.1 主燃区过量空气系数对NOx排放的影响主燃区过量空气系数过高，会使炉内有足够的氧气进行燃烧，煤粉会得到充分的燃烧，进而燃料型NOX生成较多，提高了NOX的生成量。另外，主燃区足够的氧气参与燃烧会使主燃区的温度升高，一定程度上增加了热力型NOX的产生。主燃区过量空气系数过低，会使炉膛内煤粉燃烧不充分，致使炉膛出口烟气中未燃尽碳的含量过高。炉内燃烧不充分，会生成大量的CO形成还原性气氛，NOX在还原性气氛下会被还原，从而降低了NOX的排放。但是，锅炉的高温腐蚀和还原性气氛的存在有着密切的关系，CO浓度大的地方腐蚀就大。原因是未燃尽碳的存在使水冷壁附近的烟气处于还原性气氛，导致了灰熔点温度的下降和灰沉积物过程的加快，从而导致了受热面管子的腐蚀。随着主燃区过量空气系数的降低，使烟气在还原区的温度和速度下降[11],致使煤粉在还原区滞留的时间增加，促进了NOX还原，降低了NOX的排放。主燃区过量空气系数的降低会使NOX排放和颗粒碳燃尽率降低，使CO的排放量增加。然而，如果主燃区过量空气系数小于0.9，那么它从NOX排放减少得到的益处，将被对锅炉整体燃烧效率产生的害处所抵消掉[12]。所以，进行空气分级配风要结合锅炉整体的燃烧效率进行分配。 1.2 主燃区分级风喷嘴布置对NOx排放的影响 NOX的排放随着燃尽风喷嘴和燃烧器距离的增加而降低[11]，但如果距离超过了给定的值，CO的产生量会急剧的增加。主燃区分级风喷嘴的布置对NOX的排放影响较小，是因为空气分级效率是关于主燃区过量空气系数的一个函数，只跟主燃区过量空气系数有关[12],但它在主燃区过量空气系数小于1时，对整体的燃烧效率产生较大影响。 1.3 燃尽风率对NOx排放的影响燃尽风率影响着主燃区的温度和氧浓度。燃尽风率越大，主燃区的温度和氧浓度越低，使主燃区热力型和燃料型NOx的生成减少，氧浓度越低，形成的还原性气氛越大，对NOX的还原越强烈。但过高的燃尽风对燃烧会产生一定的负面影响。当燃尽风率从0％～25％时，炉膛出口的烟气温度和氧浓度都有增加，NOX的浓度下降，与此同时，炉膛出口飞灰中未燃尽碳的成分也有所增加。燃尽风在15％～20％之间，CO浓度变化比较平缓，NOX浓度降低的幅度较大，炉膛出口烟温较低[5]。而在20％～25％之间，NOX浓度降幅较小，飞灰中未燃尽碳的含量增幅较大[13],CO浓度和烟温增幅比较明显。因此燃尽风率

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