7 / МИНИСТЕРСТВО МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
(труды
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ИНСТИТУТА
СТРОИТЕЛЬСТВА И ТЕХНИЧЕСКОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА
ВЫПУСК XXII
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
НА СУДАХ
РЕЧНОГО ФЛОТА
ВОДТРАНСИЗДАТ
1953

МИНИСТЕРСТВО МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
ТРУДЫ
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ИНСТИТУТА
СТРОИТЕЛЬСТВА И ТЕХНИЧЕСКОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА
ВЫПУСК ххп
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
НА СУДАХ
РЕЧНОГО ФЛОТА
ИЗДАТЕЛЬСТВО
МИНИСТЕРСТВА МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
МОСКВА 1953
ЛЕНИНГРАД

1
‘"? ценная «
•NV**»-
енина
huntekacicf'
1 нм. в.и. л^нин/
*“' •
■жтамвн«тмпава^ _.
.
n-ffi-ччь£
2017084359
ІІІІІІІІІІІІІІII ПИНІИ

Канд. техн, наук Б. П. АРЕФЬЕВ
ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ ПРЕДКАМЕРНОГО
ДВИГАТЕЛЯ КДМ-46 НА ГЕНЕРАТОРНОМ ГАЗЕ
ПО ГАЗОЖИДКОСТНОМУ ЦИКЛУ1
Цель и методика проведения опытов и описание
испытательного стенда
Постановка вопроса. Исследование ставило своей целью разре­
шение следующих задач.
Получение экономичной и надежной работы двигателя, примени­
тельно к судовым эксплуатационным условиям как на максимальном,
так и на долевых режимах.
Сохранение минимальной мощности двигателя при переводе’его
на газ, без снижения мощности при работе двигателя на жидком
топливе.
Сохранение пусковых качеств двигателя при обеспечении быстрого
перевода его с одного вида топлива на другой.
Достижение минимально-возможного (насколько позволяет топли­
воподающая система) расхода жидкого запального топлива с сохране­
нием простоты и надежности регулировки двигателя как на жидком,
так и на газообразном топливе.
Доведение до минимума переоборудования двигателя при пере­
воде его на газ.
Обеспечение высокоэкономичной работы и сохранение моторе­
сурса двигателя, переведенного на газ.
Многочисленные опыты показывают, что сравнительно небольшое
количество „запального" жидкого топлива позволяет осуществить
нормальную эксплуатацию предкамерного двигателя на газе по газо­
жидкостному циклу. При этом жидкое топливо, не только служит
для воспламенения газовоздушной смеси, но и^бтабилизирует процесс
горения ее.
Основные данные двигателя и газогенераторной установки.
Четырехтактный бескомпрессорный двигатель марки КДМ-46 оте-
В 1952 г. в лаборатории ЦНИИРФа под руководством автора было проведено
экспериментальное и теоретическое исследование работы двигателя КДМ-46 на газо­
генераторном газе по газожидкостному циклу, результаты которого изложены в на­
стоящей статье.
3

чественного производства имеет следующую
Мощность двигателя (номинальная).....................
Число цилиндров ........................................................
Диаметр цилиндра .....................................................
Ход поршня.................................................................
Степень сжатия ........................................................
Число оборотов вала.................................................
Средняя скорость поршня.....................................
Порядок работы цилиндров .....................................
характеристику:
..............
80л.с.
..............
4
.
.
.
.145 мм
..............
205 .
.................... 15.5
.............
1000 об/мин.
............. 6,85 м/сек.
......
1-3-4-2
150
Рис. 1.
------120
530 —
Топливная аппаратура двигателя: топливные насосы золотнико­
вого типа, форсунки закрытого типа с одним центральным соплом.
Диаметр соплового отверстия 0,645 мм. Двигатель снабжен скорост­
ным регулятором, который действует
на рейку топливных насосов и, пово­
рачивая скалки насосов, изменяет по­
дачу жидкого топлива.
Запуск двигателя осуществляется
пусковым карбюраторным двигателем
мощностью 17 э.л .с. при 2600 об/мин.,
работающим на бензине 1-го и 2-го
сорта. Пусковой двигатель имеет
муфту сцепления, ре­
дуктор и пусковую
шестерню. При запуске
шестерня пускового
карбюраторного двига­
теля сцепляется с зуб­
чатым венцом на махо­
вике главного двига­
теля, проворачивая ко­
ленчатый вал со скоро­
стью 300—350 об/мин.
Для работы дви­
гателя КДМ-46 по газо­
жидкостному циклу
предусмотрены: уста­
новка газового смесителя тройникового типа (рис. 1) и регулировочные
устройства расхода генераторного газа и воздуха.
Для питания двигателя газом был использован древесный, прямо­
угольный газогенератор (рис. 2), работающий на полуметровом швырке,
газопроизводительностью при полной нагрузке (по сухому газу)
780 нм3/час.
Основные расчетные и конструктивные размеры газогенератора:
Общая высота............................................................................................ 3200 мм
Площадь (в свету)..................................................................................... 1200 X 1200
Высота бункера.....................
]400 мм
Площадь бункера.................................................................................... 530 х620
Высота камеры газификации................................................................ 1000 мм
Площадь колосниковой решетки.................................................... 760 X 775
Нормальная напряженность газогенератора на уровне фурм 400 кг/м2<гас.
мм
мм
мм
Газогенератор состоит из: камеры газификации, бункера и золь­
ника с гидравлическим затвором.
Камера газификации имеет прямоугольную форму, напоминающую
две усеченные пирамиды, сопряженные между собой меньшими осно-
ниями. Стенки камеры, обращенные к боковым поверхностям полей,
4

наклонны и образуют сужение прохода под фурмами. Такая форма
камеры газификации способствует уменьшению давления топлива на
древесный уголь, находящийся на колосниковой решетке. Фурмы
расположены в верхней воздушной
камере. Над фурмами имеются
глазки для шуровки и наблюдения
\ГТ
за процессом работы газогенера­
тора.
Бункер имеет две конденса­
ционные камеры в стенках, обращен­
ных к торцам полен. Во внутрен­
них стенках бункера имеются щели
для прохода паров влаги, выде­
ляемой дровами при их подсушке
в бункере, по мере опускания к
камере газификации. Для отвода
конденсата служат специальные
бачки. Бункер оборудован автома­
тическим сигнальным указателем
минимально допустимого уровня вы­
соты топлива. Гидравлический за­
твор зольника позволяет произво­
дить очистку золы на ходу, не
вызывая перебоев в работе дви­
гателя.
Кроме того, ряд опытов был
проведен на газогенераторе пря­
мого процесса (рис. 3), работаю­
щем на антраците. Этот цилиндри­
ческий газогенератор газопроизво­
дительностью (по сухому газу)
516 нм3/час имеет следующие раз­
меры:
Общая высота........................ 2200 мм
Диаметр камеры газификации 800 в
Максимальная высота слоя
топлива.................................... 1000 „
Нормальная напряженность 120 кг/м2час.
Особенностью конструкции га­
зогенератора является вращающая­
ся колосниковая решетка, позво­
ляющая легко удалять образующий­
ся в процессе работы шлак. Она со­
стоит из конусообразной чаши с вин­
товыми ребрами, чугунного чепца,
червячной передачи, ручного при-
вода, подводящей грубы для паровоздушной смеси с сухим уплотне-
нием и основного цилиндра, в котором вмонтированы все детали ре-
шетки. Внутренняя сгенка цилиндра газогенератора на уровне чаши
имеет 18 прямоугольных отверстий, через которые при вращении
чаши выталкивается шлак. Передаточное число червячной передачи
Число оборотов чаши находится в прямой зависимости от произ­
водительности газогенератора и свойств шлака и золы топлива. Для
5

загрузки топливом установлен дозатор. По всей высоте газогенератор
имеет пароводяную рубашку. Для поддержания постоянного уровня
воды служит поплавковый регулятор. Образующийся в водяной ру­
башке пар поступает в паросборник, затем по трубе направляется
в трубу - смеситель, а из нее — под колосниковую решетку в зону
газификации. Темпера-
Рис. 3.
/ — избыток пара, 2 — топливо, 3 — газ, 4— воздух, 5 — паро­
воздушная смесь.
тура паровоздушной
смеси изменяется от
55 до 70° С. Рассмот­
ренный газогенератор
механизирует процесс
удаления шлака и по
новизне представляет
большой шаг вперед
в судовой газогенера­
торной технике.
Генераторный газ
очищался и охлаждался
с помощью скруббера
с коксовой насадкой и
фильтра тонкой очист­
ки. При розжиге газо­
генераторов использо­
вался эксгаустер, уста­
новленный после филь­
тра тонкой очистки
газа.
Схема расположе­
ния агрегатов газосило­
вой установки на опыт­
ном стенде и расста­
новки измерительных
приборов приведена на
рис. 4.
Методика прове­
дения опытов. При
испытаниях ставилась
цель установить воз­
можность перевода на
газ по'газожидкостному циклу четырехтактного предкамерного дви­
гателя "без изменения его основных конструктивных узлов, опреде­
лить основные параметры рабочего цикла, а также мощность и эко­
номичность двигателя при различных режимах.
Для получения сравнительных характеристик были проведены
опыты на жидком и газообразном топливе как при заводской,
так и при измененной регулировке топливной системы двигателя.
В целях сопоставимости полученных результатов при испытаниях
двигателя на газе и на жидком топливе все измерения проводились
одними и теми же протарированными приборами. Во время опытов
производились замеры:
а) мощности, развиваемой двигателем при работе на газе и на
жидком топливе;
б) основных параметров рабочего цикла при различной регули­
ровке двигателя при работе на газе и на жидком топливе (посредством
обработки осциллограмм);

в) температуры газа за газогенератором и после скруббера, отра­
ботавших газов, входящей и выходящей воды охлаждения двигателя,
масла и наружного воздуха, состава отработавших газов и коэффи­
циента избытка воздуха при работе на газе и на жидком топливе;
г) расхода жидкого и твердого топлива и газа, его химического
^состава и теплотворной способности;
Рис. 4.
—
газогенератор на антраците. 2 — типовой газогенератор на 120—150 л. с. на швырке, 3 — скруббер,
4 — газосос. 5 — фильтр, 6 — газовый ресивер, 7 — двигатель КДМ-46, 8 — тормоз, 9 — доска с пьезомет -
рами, 10—доска с приборами.
д) давления и расхода масла и воды, охлаждающей двигатель и
сопротивления проходу газа каждого агрегата.
При проведении опытов применялось топливо следующих сортов;
дизельное топливо ГОСТ 305-42 „Л“;
дрова — швырок смешанной породы: береза, осина и сосна;
антрацит марки АС крупностью 12—25 мм.
Химический состав топлив, применявшихся при проведении опытов,
приведен в табл. 1 .
Таблица 1
Род топлива
Горючая масса в проц. Рабочее топливо
с
Н
О2+N
Ар
Дизельное топливо ГОСТ
305-42 „Л“................................
84,5
13,0
2,5
J 10000
Дрова — швырок................
49,4
6,3
44,3
1,0
4460
Антрацит марки АС ....
93,5
2-7
3,8
1 8.0
6800
7

Во время опытов были произведены следующие конструктивные
изменения двигателя: диаметр выходного отверстия предкамеры уве­
личен с 6,5 до 20 мм; в выходное отвер­
стие предкамеры установлен завихритель,
(рис. 5}; степень сжатия двигателя изменена
с 15,5 до 13,0; в смесительном коллекторе
двигателя установлен завихритель.
В качестве нагрузочного агрегата был
использован гидравлический тормоз типа
ЛЕ-453, построенный и оттарированный
УПМ-МАИ .
Число оборотов двигателя замерялось
тахометром и осциллографом. Расход жид­
кого топлива при работе двигателя на газе
и на жидком топливе для каждого режима
определялся путем взвешивания на весах.
Температура выпускных газов двига­
теля замерялась термопарой, установленной
в выпускной трубе. Показания термопары
записывались прибором — самописцем . Ана­
лиз выпускных газов производился на газо­
анализаторе Орса.
Схема расположения аппаратуры для
снятия осциллограмм показана на рис. 6.
Давление в цилиндре измерялось
осциллографом и пружинным индикатором,
в топливном трубопроводе илфорсунках —
осциллографом. Расход газа измерялся
мерной шайбой, установленной на газопро­
воде. Температура газа, воды, идущей на
охлаждение двигателя, масла и наружного
воздуха измерялась термопарами и термометрами. Расход твердого
топлива определялся взвешиванием каждой порции на весах.
Исследование зависимости мощности двигателя, переведенного
на генераторный газ по газожидкостному циклу от теплотворной
способности рабочей смеси
Эффективная мощность двигателя внутреннего сгорания зависит
от многих факторов и является функцией ряда параметров, а именно:
N'=f(q> ■%’ Vi,
Кмп,z, k,Рй,То),
(1)
где:
—теплотворная
способность рабочей смеси,
—
коэффициент наполнения цилиндра,
“П/ — индикаторный к .п.д. двигателя,
Т|т— механический к.п .д . двигателя,
— ра боч и й объем цилиндра,
я число оборотов коленчатого вала двигателя,
z — число цилиндров двигателя,
k — коэффициент тактности двигателя,
Ро —давление наружного воздуха,
Л температура наружного воздуха.
Входящие в формулу (1) величины:
*>*> К, •'U.РоиТо,
8

при работе двигателя на генераторном газе по газожидкостному циклу
и при работе двигателя на жидком топливе можно считать постоян­
ными, если число оборотов вала двигателя постоянно.
В связи с этим применительно к двигателю, переведенному с жид­
кого топлива на генераторный газ по газожидкостному циклу, фор­
мула (1) может быть представлена в виде:
=
(2)
а при работе двигателя, работающего на жидком топливе:
< = ЛГ<7Ж-^-^(
(3>
где: К— коэффициент пропорциональности, одинаковый как при ра­
боте двигателя на газе по газожидкостному циклу, так и на
жидком топливе:
Рис. G.
1 — пьезокварцевый датчик давления в цилиндре, 2 —угольный датчик давления топлива, 3 — пьезокварце*
вый усилитель системы НИДИ, 4-— мост
сопротивлений для угольного датчика, 5—отметчик ВМТ,
6 — сеть переменного тока для отметки времени, 7 — шестишлейфный осциллограф системы .Сименс".
Разделив уравнение (2) на (3) получим:
_гж
я*
Т.ГЖ
V
'и
Т|гж
Л•
(4)
Следовательно, для сохранения мощности двигателя при переводе
его на газ по газожидкостному циклу должно быть удовлетворено
условие:
ЛГЖ Т)ГЖ Т)ГЖ
__
Q
'ѵ
Ч
.
а
а*-
'
три ’
-лж
•
(5)
ѵ
Ч
Еслиа 1,то
при а<1 Мж<Л/*‘
Рассмотрим влияние каждого входящего в формулу (4) параметра
на мощность двигателя.
!

Коэффициент т]TM при работе двигателя на генераторном газе по
газожидкостному циклу зависит от сопротивлений в газовом тракте и
от температуры генераторного газа.
Как показали опыты, при наличии газососа и скрубберов с интен­
сивным водяным охлаждением газа можно достигнуть значения т)TM,
очень близкого к . Поэтому для судовых установок отношение
коэффициента наполнения цилиндра при работе двигателя на газе
к коэффициенту наполнения цилиндра при работе двигателя только
на жидком топливе с приближением, достаточным для практических
целей, можно принять:
тпгж
—
=1.
тпж
г
цгж
Отношение —— зависит, главным образом, от степени сжатия дви-
ч
гателя. Поэтому, если при переводе двигателя с жидкого топлива
на генераторный газ по газожидкостному циклу степень сжатия не
изменяется, то можно принять:
■лГЖ
V=1-
Следовательно, мощность двигателя, переведенного на генераторный
газ по газожидкостному циклу при прочих равных условиях, зависит,
главным образом, от теплотворной способности рабочей смеси, которая
в свою очередь характеризует тепловой заряд двигателя. Практикой
установлено, что теплотворная способность рабочей смеси зависит
прежде всего от теплотворной способности и химического состава
компонентов- газа, затем от величины присадки запального жидкого
топлива и коэффициента избытка воздуха.
Различают два коэффициента избытка воздуха: в газовой смеси at
и при горении смеси с учетом жидкого запального топлива а2. При
постоянном ац, а2 является переменной величиной, зависящей от вели­
чины присадки запального жидкого топлива.
Для определения величины присадки запального жидкого топлива,
обеспечивающей сохранение номинальной мощности двигателя, пере­
веденного на генераторный газ, необходимо знать коэффициент из­
бытка воздуха а^, соответствующий работе двигателя до перевода
его на генераторный газ, т. е. при работе двигателя на жидком топ­
ливе и нормальной мощности. Если учесть, что ар характеризует
степень форсировки двигателя, то очевидно, что, не зная ар, трудно
установить величину необходимой присадки запального жидкого топ­
лива, обеспечивающую полное восстановление номинальной мощности
двигателя, которую он развивал на жидком топливе.
В современных двигателях внутреннего сгорания, работающих по
смешанному циклу, а/ изменяется в широких пределах — от 1,3 до
2,2 в зависимости от их быстроходности и конструктивных особен­
ностей.
Опубликованный в технической литературе опытный материал по
переводу беском прессорных двигателей внутреннего сгорания на гене­
раторный газ по газожидкостному циклу подтверждает полученный
нами в лаборатории ЦНИИРФа вывод о том, что для восстановления
номинальной мощности двигателя при низких значениях коэффи­
циента ар, необходимо увеличивать присадку запального жидкого
10

топлива к газовоздушной смеси. При высоко.м же значении а/, при
переводе двигателей на генераторный газ по газожидкостному циклу,
требуется значительно меньшее количество присадки запального жид­
кого топлива к газовоздушной смеси. Необходимо учесть, что коли­
чество присадки жидкого топлива к газовоздушной смеси, главным
образом, зависит от теплотворной способности генераторного газа,
подведенного к двигателю. Следовательно, наиболее важным фактором,
влияющим на расход жидкого запального топлива, является газогене­
раторная установка, питающая двигатель генераторным газом.
Теплотворная способность газа, полученная в процессе газифика­
ции твердого топлива, зависит от конструктивного совершенства газо­
генераторной установки и рода газифицируемого топлива. Даже в со­
временных газогенераторах, в процессе работы газосиловой установки,
теплотворная способность генераторного газа изменяется в широких
пределах, от 900 до 1300 ккал/нм8.
Это обстоятельство показывает, что даже высокосовершенные
газогенераторные установки не обеспечивают постоянной теплотворной
способности генераторного газа, подводимого к двигателю. Испы­
тания, проведенные ЦНИИРФом в натурных условиях при эксплуа­
тации четырехсотсильного газоэлектрохода „Опытный* в навигацию
1948 г., показывают, что полностью механизированная газогенератор­
ная установка судна не обеспечивала постоянной теплотворной спо­
собности генераторного газа, подводимого к двигателю. Она изменя­
лась в пределах от 950 до 1150 ккал/нм3. Отсюда можно сделать
вывод, что для определения требуемой величины присадки запального
жидкого топлива, необходимого для поддержания номинальной мощ­
ности двигателя, обязательно нужно учитывать два основных фактора:
коэффициент а!1, характеризующий степень форсировки двигателя,
работающего на жидком топливе, и теплотворную способность гене­
раторного газа, подводимого к двигателю.
Влияние коэффициента «Р и теплотворной способности генератор­
ного газа QHr на расход запального жидкого топлива определяется
следующими зависимостями.
При работе на жидком топливе низшая теплотворная способность
рабочей смеси зависит от коэффициента ар. Если пренебречь объемом
порции жидкого топлива, вводимого в цилиндр двигателя, то тепло­
творная способность рабочей смеси может быть определена по фор­
муле:
п
где: Qhm< — теплотворная способность дизельного топлива, равная
10000 ккал/кг;
£о — теоретическое количество воздуха, необходимое для сго­
рания 1 кг жидкого топлива, приблизительно равное
11,6 нм8/кг.
Для определения низшей теплотворной способности смеси газа,
воздуха и жидкого топлива воспользуемся выражением:
1 (Qh^cQ,,.^,
(7)
1“Га1*М)
где С — расход жидкого запального топлива в кг на 1 нм8 газа,
сжигаемого в двигателе.
Теоретическое количество воздуха, необходимое для сгорания
1 нм3 генераторного газа:
Аог = о4г ^’5
+ Н») 4~ СН2 — О2] нм’/нм8.
(8)
11

Теоретическое количество воздуха, необходимое для сгорания
1 кг жидкого топлива:
+Н_ОА 8/
(9>
0,21\12’4
32/
'
'
Теоретическое количество воздуха, необходимое для сгорания
1 нм3 газа с присадкой запального жидкого топлива:
/гж__ /г I Г7Ж
^0
—
L0T
•
(10)
Если коэффициент избытка воздуха в газовой смеси, поступаю­
щий в цилиндр двигателя, а,, то в процессе сгорания смеси коэффи­
циент избытка воздуха
так как кислород воздуха расходуется
на сгорание жидкого топлива. Зависимость между оц и а2 может быть
получена из выражения:
/
/ж\
аі=а2(1
)•
(И)
\
£0/
Теплотворная способность рабочей смеси при работе на жидком
топливе при различных а,1 определяется по формуле (6). Результаты
подсчета при фНж= 10000 ккал/кг и £q==11,6 нм’/кг приведены
в табл. 2.
Таблица 2
Теплотвор­
ность рабочей
смеси ккал/кг
Значение <Х]і
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
дгж
835,0
715,0
624,0
555,0
500,0
455,0
417,0
Для определения теплотворной способности смеси воздуха, газа
и жидкого запального топлива при различных а2, QHr и С преобразуем
формулу (7), подставив в нее значения а2 из формулы (11). Тогда:
=
• (Q-r + CQTM)
(12)
Результаты подсчета по формуле (12) приведены в табл. 3, из
которой видно, что при постоянном а2 влияние величины присадки
жидкого топлива на ^гж незначительно. Это особенно характерно при
больших значениях а2, начиная от а2 = 2 и выше. Так, например,
при а2 = 2,4 и Рнг= 1300 ккал/нм8 9ГЖ не зависит от количества при­
садки жидкого запального топлива и остается <7ГЖ = 312 ккал/нм3.
Влияние присадки жидкого запального топлива на дгж заметно обна­
руживается при малых значениях а2 и QHr. Физический смысл этой
закономерности вытекает из формул (И) и (12), из которых следует,
что при постоянной а2, оц зависит исключительно от величины при­
садки запального топлива. С увеличением присадки, <*і возрастает, что
приводит к обеднению газовоздушной смеси.
В табл. 4 представлены выполненные для оценки коэффициента
аі — / (а2, Чнг, С) расчеты, характеризующие влияние присадки на оц
при прочих равных условиях. Из табл. 4 видно, что при постоянных,
и в особенности больших, значениях присадки запального жидкого
12

Таблица 3
Численные значения <?гж—/((?нг, «з» О
Значения £jCOa,
СО, Н2, СН4
фнг
c
кг/нм8
a2_____________
1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4
____
О
О
С
}
О
О
О
О
О
І
І
О
О
ь
X
C
I
^
O
t
-
.
I
I
a
O
i
s
*
-
1
x
5
ч
-
s
О
1
<
ь
.
с
о
О
<
о
о
"
ч
»
•
t
o
<
А
о
о
i
j
-
t
o
'
—
'
t
o
О
n
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
Ю
I
'
C
м
‘
t
o
*
2
?
•
—
‘
t
o
»
—
‘
•
—
‘
•
*
-
*
O
—
H
-
t
О
С
Ю
К
З
р
Р
У
'
Р
У
'
О
о
W
l
n
O
o
»
,
’
-
.
О
Ч
С
П
4
^
О
0
0
^
0
0
4
4
0
4
0
о
о
а
'
^
Ь
о
•
—
‘
w
0
4
1000
1100
1200
1300
0,005
0,015
0,030
0,045
0,060
0,005
0,015
0,030
0,045
0,060
0,005
0,015
0,030
0,045
0,060
0,005
0,015
0,030
0,045
0,060
500
513
530
545
558
523
534
550
562
574
542
551
565
575
586
563
570
582
591
600
463
469
483
I 493
503
480
488
500
608
516
496
502
511
520
528
513
518
526
532
539
425
433
443
451
458
443
450
457
464
470
454
461
468
473
479
470
474
481
484
438
i
396
402
409
1 415
I 421
411
416
421
426
430 j
422
426
431 |
434
438
435
438
442
444
447
370
375
380
385
389
384
387
391
394
398
394
396
399
401
405
404
406
408
409
412
348
351
| 357
1 359
1 362
360
' 362
366
367
370
368
370 I
372
373
375
378
378
380
380
382
328 1
331 1
334
I3361
338 j
| 339
340;
342 1
344
345
346 1
347 I
348
349 |
350
355 ;
355 j
356 ;
355 I
356 І
1
Таблица 4
Численные значения а!=/(а2, С, (?нг)
1Qw
c
a 2________________
1,2
1.4
1.6
1,8
______ 1
2,0 2,2 2,4
0,86
1000
0,005
1,28
1,49
1,71
1,92 2,13 2,35 2,56
0,015
1,44
1,68
1,92
2,16 2,41 2,64 2,88
•
0,030
1,69
1,97
2,25
2,53 2,81 3,09 3,37
0,045
1,93
2,25
2,57
2,89 3,22 3,54 3,86
0,060
2,17
2,53
2,90
3,26 3,62 3,98 4,34
0,94
1100
0,005
1,277
1,49
1,70
1,91 2,12 2,34 2,55
0,015
1,42
1,66
1,90
2,14 2,37 2,61 | 2,84
0,030
1,64
1,92
2,19
2,46 2,71 3,01 3,29
0,045
1,87
2,18
2,49
2,80 З.П 3,42 3,73
0,060
2,09
2,44
2,78
2,14 3,48 3,83 4,18
1,03
1200
0,005
1,268
1,48
1,69
1,90 2,11 2,32 2,54
0,015
1,40
1,64
1,87
2,10 2,34 2,57 2,80
0,030
1,6
1,87
2,14
2,40 2,67 2.94 3,21
0,045
1,81
2,11
2,41
2,71 3,01 3,32 3.62
0,060
2,01
2,34
2,68
3,02 3,35 3,69 4,02
1,11
1300
0,005
1,26
1.47
1,68
1,89 2,10 2,32 2,53
0,015
1,39
1,62
1,85
2,08 2.31 2,55 2,78
0,030
1,58
1,84
2,10
2,37 2,63 2,89 3,16
0,045
1,76
2,06
2,35
2,64 2,94 3,24 3.53
0,060
1,95
2,28
2,60
2,93
_____
3,25 3,58 3,90
13

топлива и постоянном Q„r,
возрастает с увеличением а2. При более
высокой калорийности газа, например, при QHr=1300 ккал/нм и по­
стоянной присадке влияние а2 на оц менее ощутительно, чем при
ОнГ=1000 ккал/нм8.
В результате анализа основных параметров, определяющих эффек­
тивную мощность двигателя, можно установить:
а) При переводе двигателя внутреннего сгорания с жидкого топ­
лива на газ по газожидкостному циклу, эффективная мощность его
в основном зависит от теплотворной способности газовоздушной
смеси, подведенной к цилиндрам двигателя. Газовоздушная смесь
в свою очередь определяется теплотворной способностью газа, коли­
чеством присадки жидкого запального топлива и коэффициентом из­
бытка воздуха а\.
б) При постоянной теплотворной способности газа и постоянной
присадке жидкого запального топлива мощность двигателя, переведен­
ного на газ по газожидкостному циклу, зависит только от коэффи­
циента избытка воздуха а'ь характеризующего степень форсировки
двигателя. Поэтому при переводе на газ по газожидкостному циклу
тихоходных двигателей, ранее работавших на жидком топливе с боль­
шим а'ь и при незначительной присадке запального топлива:
или
N
При переводе на газ форсированных двигателей, работающих на
низкокалорийном генераторном газе, восстановление эффективной
мощности можно достигнуть только повышая присадку запального
топлива. Поэтому для определения величины присадки, требуемой
для сохранения номинальной мощности переведенного на газ двига­
теля, достаточно знать коэффициент избытка воздуха а'ь на кото­
ром двигатель работал на жидком топливе при нормальной на­
грузке.
в) Приведенная зависимость эффективной мощности от тепло­
творной способности газовоздушной смеси при работе двигателя по
газожидкостному циклу и на жидком топливе не учитывает физико-
химических особенностей процесса двигателей, переведенных на газ
по газожидкостному циклу.
Поэтому выведенная аналитическая зависимость:
_гж
Я
справедлива только в том случае, если условия сгорания жидкого
топлива и газожидкостной смеси будут оптимальными. Если двига­
тели имеют камеры сгорания с непосредственным впрыском топ­
лива, то приведенные условия легко выполнимы. Что касается дви­
гателей с раздельными камерами сгорания (предкамерные), то эти
условия не всегда выполняются, что сопряжено с большими трудно­
стями и вызывает повышенный расход запального топлива для восста­
новления номинальной мощности двигателя.
Испытания двигателя на жидком топливе и на газе
по газожидкостному циклу
Испытания двигателя на жидком топливе. Опытам по изучению
работы двигателя на генераторном газе предшествовали контрольные
испытания на жидком топливе с сохранением заводской регулировки
а именно:
14

а) фазы газораспределения — открытие и закрытие впускных кла­
панов соответственно 14° до ВМТ и 32° после НМТ; открытие и за­
крытие выпускных клапанов соответственно 54° до НМТ и |' 26 е'
после ВМТ;
б) угол опережения подачи жидкого топлива <?= 15,5° до ВМТ;;
в) давление впрыска жидкого топлива--120 кг/см2;
г) степень сжатия
Как видно из рис. 7,
боо ьоо 7оо зоо 9оо юоо п об/мин
двигатель КДМ-46 вполне
е=15,5. Цель испытаний
заключалась в опоеделе-
нии параметров рабочего .
процесса, экономичности
и мощности, развиваемой
двигателем при различ- о зоо
ных нагрузках и различ-
ных числах оборотов ва­
ла. Испытания проводи - 200
лись на дизельном то­
пливе ГОСТ 305—42 „Л“ }00
по винтовой характери-
стике. Как показывают
результаты испытаний,
?q
представленные на рис. 7,
максимальная мощность
двигателя оказалась рав-
60
ной А/—845элс ппи а
■
\/
J
J
-
W
■3,0
•"ч
10
о
80
60
ѵѴ
■
2
М
к
р
h
11ЧУП 1 ЧУЛjЧУ
п = 970 об/мин.; удел ьный
расход жидкого топлива
214 г/э.л.с .час, а, — 1,52.
Оптимальный режим, при
ю
котором получается на-
именьший удельный рас-
ход жидкого топлива,
находится в пределах ю
—55-4-65 э.л.с. ил = £ ’
800 н-900 об/мин. При
этом режиме расход
жидкого топлива не пре-
вышает 200 г/э.л.с.час.
2
20
280
^3
240
200
пригоден к судовым ре­
жимам работы. Минималь­
ные расходы жидкого топлива получаются при широком изменении
нагрузки от 30 до 84 л.с . и числе оборотов от 700 до 900 об/мин.
Температура выпускных газов, при максимальном режиме, не пре­
вышала 450° С на долевых режимах — не выходила за допускаемые
пределы.
Результаты испытаний на жидком топливе (табл. 5) показали хо­
рошее состояние и регулировку двигателя.
Испытания двигателя на газе по газожидкостному циклу. Пер­
вая серия опытов проводилась без изменения регулировки топливной
аппаратуры и каких-либо конструктивных изменений. Испытания про­
водились на дровах смешанной породы: береза 60%, осина 40%
влажностью 25—28%. Результаты опытов представлены на рис. 8,
в виде зависимости
а, Се, te, С) по винтовой характеристике.
15

.
ж
.
Т
а
б
л
и
ц
а
S
И
с
п
ы
т
а
н
и
я
д
в
и
г
а
т
е
л
я
К
Д
М
-
4
6
н
а
ж
и
д
к
о
м
т
о
п
л
и
в
е
.
Т
е
п
л
о
в
о
й
б
а
л
а
н
с
д
в
и
г
а
т
е
л
я
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
No
No
р
е
ж
и
м
о
в
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
_
—
.
—
.
—
.
—
—
.
.
.
~
_
Г*
о
СОоО
т-4 О
о*ЛОт-<
о
о
— •ОО^^ООО^СЧГ-СПСЧСЧ
г>
тоошооот-нсоахсчхпсо
г-*
счсоо\о
~
х©СОоЙ
Я2
5
40 Г<
оо'
\о
*-•
г-4
х©
О
Ѵ>©О
СЧО
ОіГ)Шт-4 о
о
_
ЮОО
’—‘О
СЧГ’-ѴОСЧСЧ
ІЛ
®Ю»ЛОСЧО»-<СПГ^СПСЧтГ
Г*
сч »л
Ох«Оin©2
СЧ тг
£* хг
т-"
агС
-
гх СЧ
Ю
СО СЧ
’“•со
г-4 СЧ
—
ш
О_
СО°ОО
£S
я£2оО
г~осЛОсч§
мюЧ--
Г'ммйгм
«л
О
3S3
°
°
ЯК йй
3о-«к
уф
•-
Г-4
хГ
8-.e.m, ggg„_gg„S8§S8
E
юсчсоо52сч~
о «-г
ZJ
-
Ч.
мэ «л т-4
2
СП со
со
СП
S
^-4оо
2°
'Л
оо©ооо
04и££S£~S£04s°°-
?~sча©
00ч°^
-
§а
8кS
сч
оо_
"
о§
22Я
X5°200°
§2£3§s2§-§
--
"
§ч3-
°0
-
£
Й«
«
й
"
wѴО
ХО
сч
—
°
-
§§
Sй
«£3Sg
”
2s
ЛS"о-
”■
$«яО
ззз° «
яа*°»
’
S”
О
б
о
з
н
а
ч
.
и
е
д
-
и
з
м
.
О
о
U
•
_
2 <->
°
2
—
.
S
хг Qсз
-
ѵuTt_
•
У
ТОУ
!>
5-
*11
§жС.s2§*000о3ж„S
°
£Jо<£
«
s
:с
i
£
°
Cj
м
И
з
м
е
р
и
т
е
л
и
Ч
и
с
л
о
о
б
о
р
о
т
о
в
в
а
л
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
Э
ф
ф
е
к
т
и
в
н
а
я
м
о
щ
н
о
с
т
ь
К
р
у
т
я
щ
и
й
м
о
м
е
н
т
н
а
в
а
л
у
Р
а
с
х
о
д
т
о
п
л
и
в
а
в
ч
а
с
У
д
е
л
ь
н
ы
й
р
а
с
х
о
д
т
о
п
л
и
в
а
П
о
д
в
е
д
е
н
н
о
е
т
е
п
л
о
П
о
д
в
е
д
е
н
н
о
е
т
е
п
л
о
П
о
л
е
з
н
о
и
с
п
о
л
ь
з
о
в
а
н
н
о
е
т
е
п
л
о
П
о
л
е
з
н
о
и
с
п
о
л
ь
з
о
в
а
н
н
о
е
т
е
п
л
о
Р
а
с
х
о
д
в
о
д
ы
о
х
л
а
д
.
д
в
и
г
а
т
е
л
я
в
ч
а
с
Т
е
п
л
о
,
у
ш
е
д
ш
е
е
с
в
о
д
о
й
Т
е
п
л
о
,
у
ш
е
д
ш
е
е
с
в
о
д
о
й
Т
е
м
п
е
р
а
т
у
р
а
в
о
д
ы
,
в
х
о
д
я
щ
.
в
д
в
и
г
а
т
е
л
ь
Т
е
м
п
е
р
а
т
у
р
а
в
о
д
ы
,
в
ы
х
о
д
я
щ
.
и
з
д
в
и
г
а
т
е
л
я
Т
е
м
п
е
р
а
т
у
р
а
в
ы
п
у
с
к
н
ы
х
г
а
з
о
в
Т
е
м
п
е
р
а
т
у
р
а
о
к
р
у
ж
а
ю
щ
е
й
с
р
е
д
ы
Т
е
п
л
о
,
у
ш
е
д
ш
е
е
с
в
ы
п
у
с
к
н
ы
м
и
г
а
з
а
м
и
Т
е
п
л
о
,
у
ш
е
д
ш
е
е
с
в
ы
п
у
с
к
н
ы
м
и
г
а
з
а
м
и
К
о
э
ф
ф
и
ц
и
е
н
т
и
з
б
ы
т
к
а
в
о
з
д
у
х
а
О
с
т
а
т
о
ч
н
о
е
т
е
п
л
о
-
----- — — —-------- ------------

По данным анализа, произведенного с помощью прибора ВТИ, тепло
творная способность генераторного газа изменялась в больших пре
делах: 1120-^-1270 ккал/нм8 (табл. 6).
Как видно из рис. 8
эффективная мощность
двигателя при работе
.на
газе полностью вос­
станавливается до мощ­
ности, соответствую­
щей его работе на жид­
ком топливе. Однако
восстановление мощ­
ности достигается за
счет увеличения расхо­
да жидкого запального
топлива.
Удельный расход
жидкого запального то­
плива составляет 48—
58% нормального рас­
хода при работе дви­
гателя на жидком то­
пливе. Как видно из
рис. 8 в зависимости
от нагрузки коэффи­
циент а2 изменялся в
пределах от 1,25 до
1,75, причем а2 тем
меньше, чем больше
нагрузка.
Максимальное да­
вление сгорания Р2 не
превышало 37 кг/см2.
Давление в конце про­
цесса сжатия Рс не
превышало 32 кг/см2.
Во время опытов на­
блюдался темный вы­
Рис. 8.
хлоп, свидетельствующий о неполном сгорании жидкого топлива и
о догорании смеси на линии’расширения.
Анализ древесного газа, полученного при испытании
двигателя КДМ-46 по газожидкостному циклу
(в пересчете на бескислородный)
Таблица 6
NoNo
пп.
Содержание в газе в объемных проц.
п ккал
Мнг нм®
СОа
СО
д
'
О
Э
_
_
!
СН4
1
15,2
15,8
14,8
4,7
1270
2
15,1
15,3
14,6
4,7
1251
3
15,6
12,7
16,4
3.8
1140
4
15,9
14,6
15,7
3,1
1119
5
15,2
15,7
12,9
4,8
1227
6
14,6
16,2
12,2
4.6
1206
2 Вып. XXII.
17

Испытания показали, что работа двигателя на газе по газожидко­
стному циклу с заводской регулировкой неэкономична по причине
большого расхода жидкого запального топлива, достигающего 60%
нормального расхода при работе двигателя на жидком топливе.
В дальнейших опытах с целью понижения расхода запального жидкого
топлива изменялся угол ? с 15,5° до 22° и затем с 22° до 28° при со­
хранении остальных параметров двигателя. Результаты этих опытов
представлены в табл. 7 (А и Б). Как видно из сопоставления табл . 7 (А)
с рис. 8, в результате увеличения <р от 15,5° до 22° расход жидкого
запального топлива почти не изменился и достиг 55% нормального
расхода при работе двигателя на жидком топливе.
Несколько лучшие результаты были достигнуты при угле
<р = 28° (табл. 7, Б). В этом опыте расход жидкого запального топлива
изменялся в зависимости от мощности в пределах 41,6—39,4%.
Кроме того, заметно упала и температура выпускных газов —
до 425-280°.
Необходимо отметить, что полученные характеристики относятся
к наивыгоднейшей регулировке газовоздушной смеси, поступающей
в цилиндры двигателя в зависимости Ne—f (Се), Увеличение мощно­
сти неизбежно повышало расход запального топлива и вызывало чер­
ный выхлоп.
Дальнейшее увеличение угла опережения вызывало опасные дето­
национные стуки в цилиндрах и повышало жесткость работы двигателя..
Таким образом, все опыты с заводской регулировкой и с изме­
ненными углами опережения не дали удовлетворительных результа­
тов и на большинстве режимов двигатель работал неустойчиво. В связи
с этим для дальнейших опытов были произведены небольшие конструк­
тивные изменения распылителей форсунок.
Испытания двигателя на газе при уменьшенных отверстиях
распылителей форсунок. Как известно, при работе предкамерных
двигателей на жидком топливе основная масса впрыснутого в цилиндр
топлива распыливается энергией горячих газов, имеющих темпера­
туру около 1800° С. При этом перепад давления между полостью ци­
линдра и пространством предкамеры составляет около 5 кг/см2. Бла­
годаря высокой температуре газа и наличию перепада давления,,
перетекающее в камеру цилиндра двигателя топливо хорошо распы­
ливается и перемешивается с воздухом, что способствует ускорению
процесса нагревания и испарения топлива и устойчивости работы
двигателя при переменных скоростных режимах. Для исследования
влияния качества распыла топлива на основные параметры работы
двигателя на газе отверстия распылителей форсунок были уменьшены
и снова проведены опыты при нормальном и повышенном давлении
распыла топлива, т. е . при Рф = 120 кг/см2 и Р^ = 180 кг/см2.
В опытах первой серии диаметр выходного отверстия распыли­
теля был уменьшен с 0,65 до 0,35 мм, а давление распыла Рф оста­
лось прежним, т. е . 120 кг/см2. Результаты этих опытов, приведенные
в табл. 7 (В), показывают, что при наивыгоднейших режимах работы
удельный расход запального топлива изменялся от 36 до 30°/о; повы­
шение нагрузки увеличивало расход запального топлива; двигатель,
работал очень неустойчиво; часто наблюдалось кратковременное по­
вышение расхода запального топлива — до 60% нормального расхода
при работе двигателя на жидком топливе.
Для устранения этого недостатка, мешающего проводить опыт,,
рейка топливного насоса была жестко закреплена и всережимный ре­
гулятор отключен.
18

Таблица 7
Испытания предкамерного двигателя КДМ-46 на древесном газе
по газожидкостному циклу
О
яоа
«о; S
го
о'Оо
оГО
е
я
я
яоносх я
о
О
го
я
аг
гогоЯ
ГО
ГО®X
ях
го
*Я
ГОо
го
Я
я
<ѵ
ОгоSО
сч
гоя го
я
КГОэт
гого2
SяS
О•5
яя
f-о
—
ОО«
ГО
гоя
яягого
2
5о
<и
X
<у
с Огого
3
я
го го
го
А. Угол опережения подачи жидкого запального
1
2
3
4
Б.У
950 65,2
52,0
7,62
117.0 I
9U0 56,5
45,0
6,55
116,1
800 40,2
35,7
4,68
116,4
750 34,0
32.5
4,00
117,7
54,9
54,3
54,5
55,0
1160
1150
1140
1140
гол опережения
1 1000 79,2
56,7
6,85
86.5
2
950 60,3
45,5
5,10
84,5
3
900 45,2 1 36,0
3,8
84,2
4
800 30,5 1 27,0
2,57
84,4
Испытания с распылителем диам.
подачи жидкого запального
41,0
39,6
39,4
39,5
0,35 мм
1150
1150
1140
1120
топлива 22°
I340I
315
27U
( 260
топлива 28°
425 I
370
310
280 J
кг/см3 ¥ = 28°
1
2
3
4
В.
970
915
850
750
Г.
/\=120
74.5
55,0 1 5,50
73,9
34,5
430 I
56.0
43,9
4.06
72,6
34,0
370
42,7
36,0
3,06
71.6
33,4
330
33,5
32,0 1 2,41
72,0
33,7
310
Испытания с распылителем
0,35 мм,
кг/см3 <р = 28
диам.
1
2
3
4
5
1
2
3
4
1
2
3
1
2
3
4
1
2
3
4
1
2
3
4
1000
900
800
700
650
950
900
800
760
990
900
800
900
830
725
660
3.
1000
900
800
700
75,7
56,5
37,0
23,4
18,2
54,2
45,0
33,2
24,8
20,0
4,68
3,42
2,20
1,42
1,12
62,0
60,5
59,4
60,4
61,5
29,1
28,3
27,9
28,3
29,0
Рф=180
1140
1140
1150
1140
1140
400
330
290
250
240
Д. Угол
74,4
65,5
45,7
33,4
69,0
69,0
69,0
57,1
48.0
32,9
23,0
опережения
55,6
52,2
41.0
31,5
50,0
54,8
61,8
45,5
41,5
32.5
25,0
подачи жидкого запального
5,1
4.25
2,84
1,87
3,84
3,94
3,86
*
Е.
Ж.
2,77
2.40
1,85
1,20
68,5
65,3
62,0
56,0
е=130
55,6
55,6
55,9
и
32,1
30,5
29,0
26,2
<pz=25
1150
1150
1150
1120
топлива 24
400
380
300
240
Испытания с завихрителем, установленным
предкам
3,42
2,32
1,58
1,26
s=13,0
48,4
50,0
56,4
58,2
и
26,0
1140
450
50,3
26,0
1140
420
50,2
26,1
1140
400
50,0
у=32°
22,0
1140
380
51,5
23,0
1140
350
52,0
25,6
1140
260
56,2
26,7
1140
210
56,6
я -<5
59,3
60,8
64,5
69.8
72,5
51,0
35.2
26,1
И. Испытания
51,95
36,7
31,6
26,7
еры, <р = 32°
47,2
45,5
45,0
48,2
в выходном отверстии
аа=1.5
22,0
21,2
21.0
22,5
1140
1140
1140
1140
410
360
270
215
во всасывающем коллекторе,
До= 1,5
980
900
790
700
установленным
=32
с завихрителем,
69,9
50,0
3,07
44,5
40 -V'
20,8
1120
410
48,5
38,0
2.02
42,2
19,7
1120
360
34,2
31,0
1,42
41,8
19,5
1120
275
27,0
27,6
1,18
43,6
21,4
1120
210
50,2
52,1
52,9
54,7
50,8
51,1
53,4
55,0
2*
19

Анализ результатов опыта показал, что средний удельный расход
жидкого запального топлива значительно увеличился по сравнению
с предыдущими режимами. При отключенном от топливных насосов
всережимном регуляторе двигатель не мог нормально работать при
постоянном числе оборотов и неизменной нагрузке. Изменение числа
оборотов коленчатого вала двигателя достигало 30% установленных.
Причиной неудовлетворительной работы двигателя было непостоянство
состава теплотворной способности генераторного газа и качества
горючих компонентов. Поэтому во всех дальнейших опытах рейка топ­
ливного насоса оставалась незакрепленной.
Опыты второй серии проводились при тех же распылителях фор­
сунок, но давление Рф —180 кг/см2. Результаты этих опытов приве­
дены в табл. 7 (Г).
Сопоставление данных табл. 7 (В и Г) показывает, что с увеличе­
нием Рф улучшается работа двигателя по газожидкостному циклу:
значительно понизилась температура выпускных газов и несколько
уменьшился расход жидкого запального топлива. Следовательно,
более мелкий распыл жидкого топлива благоприятно влияет на работу
предкамерных двигателей, работающих по газожидкостному циклу.
Испытания после увеличения выходного отверстия предкамеры.
Изменение конструкции предкамеры имело целью снизить перепад
/55
давления в конце хода сжатия
между предкамерой и прост­
ранством сгорания цилиндра.
Известно, что изменение вы­
ходного отверстия предкамеры
ведет к изменению разности
давлений между полостью сго­
рания цилиндра и полостью сго­
рания предкамеры. Поэтому
диаметр выходного отверстия
предкамеры был увеличен с
6,5 до 20 мм (рис. 9).
При следующих опытах
изменялся угол при прочих
рис g
равных параметрах режима.
Первые опыты проводились
при угле 30°.
11 ри проведении опытов для получения минимального расхода запаль­
ного топлива регулировался состав газовоздушной смеси. Из рис. 10,
характеризующего процесс работы двигателя, видно, что коэффициент а2
при всех режимах работы двигателя изменялся незначительно от 1,35
до 1,55. Но даже незначительное отклонение а2 от оптимального
повышало расход запального топлива и снижало мощность двигателя.
Отмеченные ненормальности можно объяснить присутствием в пред­
камере большого количества остаточных выпускных газов с незначи­
тельным содержанием кислорода; поэтому при понижении а3 до 1,25
условия самовоспламенения жидкого топлива резко ухудшаются и по­
являются пропуски воспламенения рабочей смеси. Стоило немного
увеличить а2, как процесс работы двигателя заметно улучшался, про­
пуски воспламенения смеси совершенно прекращались, выпускные газы
достигали нормального цвета, но расход жидкого запального топлива
сильно возрастал.
Таким образом, проведенные опыты показывают, что расход жид­
кого запального топлива и экономические показатели работы двига-
20

>5
30.0
10,0
4.0
2.0
<\7
ьоо
пJ -----
1/ -----
т
1
■
п/
J
т
Мкр
</<
Ne
/V
6%
г
20 пс
л
Сч
5
Рис. 10.
час
600
700
800
900 П об/мин
0
ООО
газа,
опытов
И,
цилиндрах, особенно ощутимые при пони-
теля зависят от содержания кислорода в рабочей газовой смеси, т. е.
от коэффициента избытка воздуха смеси. Это положение одинаково
относится к двигателям любого типа, работающим по газожидкостному
циклу и в особенности к предкамерным двигателям, имеющим ^две
раздельные камеры сгорания, что ухудшает условия самовоспламене­
ния жидкого топлива.
Результаты опытов показывают, что расход жидкого запального топ­
лива, мощность и другие по­
казатели вполне приемлемы
для эксплуатации. Однако
полученное при этом макси­
мальное давление цикла Р2
было недопустимо велико.
При более высокой тепло­
творной способности гене­
раторного газа ((?нг = 1200 н-
н-1300 ккал/нм8), как пока­
зали последующие опыты,
Pz непрерывно увеличива­
лось, достигнув 90 атм. при
QHr= 1300 ккал/нм3. Осталь­
ные показатели оставались
почти неизменными, за иск­
лючением небольшого изме­
нения расхода жидкого за­
пального топлива, объясняе­
мого непостоянством тепло­
творной способности
Результаты этих
представлены на рис.
из которого видно, что при
изменении числа оборотов
двигателя от 650 до 900 в
мин. Р2 изменяется от 76
до 97 атм. На изменение
Рг существенно влияет а2.
Уменьшение а2 увеличива­
ло Рг и вызывало стуки в
женном числе оборотов вала двигателя.
Аналогичные результаты были получены при работе двигателя
на жидком топливе. Детонационные стуки в цилиндрах даже несколько
увеличились, хотя Р, не превышало 70 кг/см2. С целью снижения
максимального давления цикла пришлось перейти на новую регу­
лировку топливного насоса, сохранив остальные конструктивные пара­
метры.
В табл. 7 (Д) представлены результаты испытаний двигателя при
угле опережения подачи жидкого запального топлива ср = 24° с уве­
личенным выходным отверстием предкамеры.
Из таблицы видно, что максимальное давление сгорания несколько
снизилось, но все же превышает допустимое, в особенности при ма­
лом числе оборотов.
При <р = 24° расход жидкого запального топлива оказался значи­
тельно больше.
Таким образом, изменив угол ср с 30° до 24°, мы добились значи­
тельного уменьшения Р,, но это достигнуто за счет увеличенного
21

расхода запального жидкого топлива. При угле опережения ср — 15 Pz
снизилось до 50 атм., что
вполне допустимо для испытываемого дви­
гателя, но расход запального жидкого топлива, составляющий 40%
нормального расхода при работе двигателя на жидком топливе, на­
столько велик, что эксплуатация двигателя оказывается совершенно
неэкономичной. В связи с этим были произведены более существенные
изменения конструктив­
ных элементов и парамет­
ров двигателя.
Испытания двигате­
ля на газе при изменен­
ной степени сжатия. Сле­
дующим нашим вмеша­
тельством в конструкцию
двигателя была установ­
ка прокладок под крышки
цилиндров, в результате
чего степень сжатия дви­
гателя е удалось понизить
с 15,5 до 13,0.
Для нахождения опти­
мального режима работы
двигателя с измененной
степенью сжатия были
проведены три серии опы­
тов при различных углах
?=15°; 25° и 32°. При
<р=15°, несмотря на по­
ниженную степень сжа­
тия, двигатель легко пу­
скался в ход на жидком
топливе, но его экономи­
ческие показатели ухуд­
шились: удельный расход
жидкого топлива возрос
с 214 г/э.л .с.час до 240
г/э.л.с.час; сильно возрос­
ла температура выпуск­
ных газов и двигатель
развивал всего 88—90%
номинальной мощности.
Столь же неудовлетворительные результаты получились при ра­
боте двигателя по газожидкостному циклу: расход жидкого запаль­
ного топлива составлял 40—50°/о; температура выпускных газов при
максимальном режиме достигала 500° С; двигатель работал неустой­
чиво и не развивал своей номинальной мощности. Результаты опытов,
приведенные в табл. 7 (Е), показывают, что расход жидкого запаль­
ного топлива для данной мощности составляет 26%, а максимальное
давление сгорания не превышало 50,3 атм.
Дальнейшие опыты показали, что увеличение угла 9 до 32° не­
сколько снизило расход жидкого топлива и температуру выпускных
газов, но максимальное давление сгорания повысилось до 56,6 атм.
(табл. 7, Ж), что допустимо для данного типа двигателя. Поэтому и
угол 9 = 32° следует считать для степени сжатия е== 13 допустимым.
При этом процесс работы двигателя протекает нормально, но расход

---- --- -
-f02---------
Рис. 12 .
запального жидкого топлива был несколько повышенным. Основываясь
на результатах большого числа опытов, можно утверждать, что сни­
жение расхода запального жидкого топлива вполне реально, но чрез­
мерное увлечение этим приводит к потере 20—25% мощности двига­
теля при работе на жидком топливе.
Испытания двигателя на газе с установленными в предкамеру
завихрителями. Для улучшения работы двигателя на газе и умень­
шения расхода запального жидкого топлива были установлены в вы­
ходном отверстии предкамеры завихрители (рис. 5), как известно
улучшающие процесс
работы двигателя. Пе­
реконструированный
таким образом двига­
тель подвергся испы­
таниям, результаты ко­
торых, приведенные в
табл. 7 (3), показывают
существенное улучше­
ние работы двигателя:
расход запального жид­
кого топлива снизился
с 25 до 21 % нормаль­
ного расхода при рабо­
те двигателя на жид­
ком топливе; значе­
ние Р2 не превышало
50 атм.; двигатель ра­
ботал более устойчиво
чем без завихрителей.
Несомненно, что по­
добрав опытным путем
оптимальную конфигу­
рацию завихрителя и
соответствующие па­
раметры работы двига­
теля, можно получить
еще лучшие резуль­
таты как по расходу запального жидкого топлива, так и по другим
показателям и потому это мероприятие, как прогрессивное, может
быть рекомендовано при переводе предкамерных двигателей на газо­
жидкостный цикл.
Испытания двигателя на газе с завихрителем, установленным
в смесительном коллекторе. В целях лучшего перемешивания газо­
воздушной смеси и достижения равного теплового заряда цилиндров
во всасывающем коллекторе двигателя был установлен сконструиро­
ванный в ЦНИИРФе завихритель (рис. 12).
Результаты испытания двигателя с завихрителями во всасывающем
коллекторе приведены в табл. 7 (И).
Цифры табл. 7 (И) показывают, что процесс работы двигателя
несколько улучшился: расход запального жидкого топлива снизился
с 22% до 20%. Физический смысл этого мероприятия заключается
в том, что благодаря наличию завихрителя состав газовоздушной
смеси, т. е . состав заряда, становится одинаковым во всех цилиндрах,
что улучшает тепловой процесс работы двигателя. Применение по­
добных завихрителей полезно и экономически целесообразно.
23

Несмотря на то, что в результате выполненных конструктивных
изменений расход жидкого запального топлива не удалось сущест­
венно снизить, тем не менее предкамерный двигатель, переведенный
на газ по газожидкостному циклу, почти полностью сохранил номи­
нальную мощность, развиваемую им при работе на жидком топливе.
Это очень важное для главных судовых двигателей условие ограни­
чивало попытки достигнуть дальнейшего снижения расхода запального
жидкого топлива, которое неизбежно повлекло бы за собой значи­
тельное понижение мощности двигателя при работе его на жидком
топливе.
Заключительные испытания двигателя на газе. По окончании
наладочных опытов, связанных с изысканием оптимальных параметров
процесса работы двигателя, переведенного на газ по газожидкостному
Да бдение в цилиндре
Давление топлиба
В.М.Т.
Рис. 13.
п = 960 об/мин.; ^ = 48,2 э.л .с .; G4 = 3,27 кг/час;
Се=67,8 г/л.с.час.; t° = 320°С;е=13;
= 15°30': ¥/=32°;Рг=32;Ps=22; W =1,48кг/см’Г.
циклу, были проведены заключительные сдаточные испытания пред­
камерного двигателя, сначала на антрацитовом генераторном газе,
а затем на древесном газе.
Осциллограммы, снятые при испытании двигателя на антрацитовом
газе (рис. 13), показали значительное запаздывание горения смеси,
вследствие чего угол был увеличен с 32° до 36°. При угле <? = 36°
двигатель был легко пущен в ход. Однако при работе двигателя на
жидком топливе в цилиндрах прослушивались значительные детона­
ционные стуки. После перевода на газ двигатель вполне устойчиво­
работал на максимальном и долевых режимах. Результаты испытания,
представленные в табл. 8, показывают, что расход запального жидкого-
топлива при разных режимах изменялся от 24,6 до 25,1%; вели­
чина Рг не превышала 42,7 атм.
Результаты опытов на древесном генераторном газе, представлен-
теля^пга’ 9 сви^тельствуют об удовлетворительной работе двига-
газожидкостному циклу: расход запального жидкого топлива
24

Таблица 8
Заключительные сдаточные испытания двигателя КДМ-46 на антрацитовом газе
QHr = 1120 ккал|нм3
Газожидкостный цикл <р = 36°
NoNo замеров
1
2
3
4
Число оборотов п об/мин.................................................... 1000
900 800 700
Мощность Ne э.л.с.................................................................. 79,9 51,1 35,7 25,2
Крутящий момент на валу Л4кр кгм............................. 57,0 40,8 32,0 25,7
Расход жидкого топлива G4 в час.................................
4,3
2,68 1,88 1,34
Удельный расход жидкого топлива Се г/л.с. час
.
.
53,7
52,5 52,7 53,3
в проц, к 214 г.................... 25,1
24,6 24,7 24,9
Расход газа нм3/час............................................................. 132,0 86,0 60,6 43,0
Удельный расход газа нм8/1 л.с. час.............................
1,65 1,68 1,7
1,69
Температура выпускных газов tB СС............................. 380
320 275 240
Коэффициент избытка воздуха а2.................................
1,5
1,5
1,5
1,5
Максимальное давление в цилиндре Р2 кг/см2 . . . 41,7 42,1 42,3 42,7 1
Таблица 9
Заключительные сдаточные испытания двигателя КДМ-46 на древесном
генераторном газе QHr=1150 ккал/нм3
Газожидкостный цикл = 36° (по маховику)
NoNo замеров
1
2
3
4
Число оборотов п об/мин.................................................... 980
900 800 700
і
Мощность Ne э.л.с................................................................. 78,8 60,0 40,2 30,1
Крутящий момент на валу /Икр кгм............................. 57,6 47,6 36,0 30,7
Расход жидкого топлива в час G4 кг........................
3,8
2,82 1,88 1,43
Удельный расход жидкого топлива Се г/1 л.с. час
.
48,4 47,0 46,9
47,5
в проц, к 214 г........................
22,$ 22,0 21,95 22,2
Расход газа в нм3/час......................................................... 113,0 84,6 58,3 45,0
Удельный расход газа нм3/1 л.с . час
• . ........................
1,43 1,41 1,45 1,49
Температура выпускных газов /В°С............................. 420
380 340 310
Коэффициент избытка воздуха а2.................................
1,5
1.5
1,5
1,5
Максимальное давление в цилиндре Р2 кг/см2 . . . 41,9 42,1 41,9 42,3

доставлял 20,0%; давление Pz не превышало 42,3 атм., что для дан­
ного двигателя вполне допустимо.
Следовательно можно считать, что переведенный на газ двигатель
работает нормально, устойчиво как на полной, так и на долевых
нагрузках.
После завершения опытов двигатель был поставлен под длитель­
ную нагрузку на древесном генераторном газе при Ne = ll э.л.с. и
и = 980 об|мин. После шестичасовой работы двигатель был остановлен
для осмотра, который показал вполне удовлетворительное состояние
двигателя; затем двигатель был вновь поставлен под нагрузку на
8 час. Замеры, производившиеся через каждые 20 минут, не отметили
каких-либо изменений параметров процесса работы. Проработав около
40 часов под нагрузкой двигатель показал вполне надежную и устой­
чивую работу при всех режимах от 600 до 1000 об/мин.
АНАЛИЗ ИНДИКАТОРНЫХ ДИАГРАММ, ПОЛУЧЕННЫХ
ОСЦИЛЛОГРАФИРОВАНИЕМ ПРОЦЕССА РАБОТЫ ДВИГАТЕЛЯ
Анализ диаграмм, характеризующих параметры теплового про­
цесса. Осциллографированием теплового процесса работы двигателя
на жидком топливе были получены индикаторные диаграммы, устанав­
ливающие основные параметры процесса при различных режимах.
Наиболее характерная развернутая индикаторная диаграмма пред­
ставлена на рис. 14 .
S.M.т
Рис. 14 .
п—800;Ne=44,6;Р=280°;е=13; <$„=17°30';
<рх- = 14°45'; Pz = 52,8; Р/= 30,0; 1Гср = 3,69.
Как видно из результатов обработки индикаторной диаграммы,
-п роце сс
работы двигателя на жидком топливе протекал удовлетвори­
тельно: при Ме = 44,67 э.л .с . и л = 800 об/мин. температура выпуск­
ных газов не превышала 280° С, расход жидкого топлива составлял
26

220 г/э.л .с . час; давление Рг не превышало 52,8 атм.,
атм.
* и скорость нарастания давления не превышала WC? = 8J кг/см 1 . Сле­
довательно, двигатель работал нормально, но расход жидкого топлива
был несколько высок, что объясняется понижением степени сжатия
двигателя с 15,5 дэ 13,0. Максимальная мощность была 78 э.л.с. при
# = 980 об/мин., т. е . снижение ее было невелико.
Анализ диаграмм, характеризующих параметры процесса ра­
боты двигателя на антрацитовом газе. Осциллографирование про­
цесса работы двигателя на газе производилось без изменения пара­
метров; антрацитовый газ имел теплотворную способность 1120 ккал/нм8.
Индикаторные диаграммы обнаружили неудовлетворительность тепло­
вого процесса двигателя. Наиболее характерная индикаторная диаграмма
приведена на рис. 15, из которой видно, что двигатель работал не-
Рис. 15.
п=950;Ne=63,6;G4=2,7;Се=42,5;Р=400°; е=13,0;
= 17°;
= 29°30'; Р = 36,4; Ps = 25,5; 1Гср = 2,0.
нормально: при А^ = 63,6 э.л.с ., п = 950 об/мин. и QHr=1120 ккал/нм8
расход жидкого запального топлива равнялся 42,5 г/э.л.с. час, а тем­
пература выпускных газов 6, =400° С; при этом угол задержки вос­
пламенения смеси в цилиндрах достиг 29°30', что почти вдвое больше
угла опережения = 17°. Явно выраженное явление догорания на
линии расширения резко ухудшало процесс работы двигателя.
Анализ диаграммы показывает, что смесь воспламеняется далеко
за ВМТ, т. е . на линии расширения, что повлекло за собой явление
догорания смеси, низкое значение Рг, едва достигавшее 36 атм и
скорость нарастания давления U^Cp = 2,0 кг/см2 1°.
Анализ диаграмм, характеризующих параметры теплового про­
цесса при <р = 36°. Осциллографирование процесса работы двигателя
после перестановки угла опережения с 31° до 36°, показало (рис. 16),
что процесс работы на жидком топливе значительно ухудшился при
77,== 35,7 э.л.с . и п = 800 об/мин., температура выпускных газов едва
достигла 220° С, расход жидкого топлива не превышал нормального —

°15 г/э.л .с . час; выпускные газы были бесцветны, но Р2 достигало t
58,5 атм., а скорость’ нарастания давления выходила за допустимые
в.м.г
Рис. 16.
п=800;Ne=35,7; t=220е;е=13,0;
= 19°;
= 15°30'; Р2 = 58,5; Ps = 26,0; Гср = 6,1.
для двигателя данного типа пределы, достигая IFcp = 6,l кг/см2 1°,.
что свидетельствует о повышенной жесткости работы двигателя. Дей-
Рис. 17.
п=840;Л^=47,5; G4=1,95;Се=41,0;/=320*;
е=13; т* = 18»; ?і=26»50'; Рг=41,7; Ps =26,7; Гср=2,53.
ствительно, при всех числах оборотов ниже п — 900, двигатель рабо-
тал с большими стуками.
После проверки работы на жидком топливе двигатель был пере­
веден на газ. Уже в момент перевода двигателя на газ можно было
28

наблюдать резкое улучшение процесса работы. Легко приняв газ,
двигатель увеличил число оборотов в минуту до 1000. Работа двига­
теля протекала спокойно, выхлоп был совершенно светлым, диаграмма
(рис. 17) показывает, что при Ntf = 47,5 э.л.с .,
п = 840 об/мин.,
и
QHr=1120 ккал/нм3 температура выпускных газов равнялась 320,
давление Р2 = 41,7 атм, скорость нарастания давления не превышала
Ц7ср = 2,53 кг/см2 Г, расход запального жидкого топлива Се =
= 41 г|э.л.с. час, что свидетельствует о нормальной работе двига­
теля.
Как видно из индикаторных диаграмм, топливная аппаратура при
всех режимах работала безотказно. Только при максимальных скоро­
стных режимах п = 1000 об/мин., можно было наблюдать отдельные
Рис. 18.
пропуски в работе цилиндров. Пропуски подачи запального жидкого
топлива происходили несистематично, произвольно возникая то в одном,
то в другом цилиндре; общее их количество было столь мало, что
двигатель почти не изменял числа оборотов. Установить их число и
повторяемость и определить, в каком цилиндре не произошло вспышки,
не удавалось. Тем не менее эти пропуски осциллографом удалось
уловить, но только при и^-1050 об/мин. (рис. 18).
Аналогичные явления наблюдались при последующих испытаниях
двигателя на древесном газе.
Анализ диаграмм, характеризующих параметры теплового про­
цесса двигателя на древесном газе. Рис. 19 изображает наиболее
характерную индикаторную диаграмму процесса работы двигателя на
древесном газе, имеющем теплотворную способность ИЗО ккал/нм8.
Диаграмма показывает, что при N*=68,3 э.л.с . и п=980 об/мин. расход
запального жидкого топлива С* = 65,6 г/э.л .с . час, т. е. несколько
выше ранее полученного. Это объясняется непостоянством теплотвор­
ной способности газа в момент перевода двигателя с жидкого топлива
на древесный газ, изменявшейся от 980 до 1050 ккал/нм8, чем вызы­
вался дополнительный расход запального жидкого топлива. Но после
29

того, как процесс газификации в газогенераторе пришел в норму,
теплотворная способность газа стала более постояной и расход запаль-
.
ВМТ
Рис. 19.
п=980;Ne=68,3;G4=4,48;Се=65,6;t=440°;е=13,0;
= 23°;чі=31’30'; Pz=42;Ps=26,2;Гср=2,42.
ного жидкого топлива снизился до 42,5 г/э.л.с . час . При максимальной
мощности температура выпускных газов достигала 440° С при совер-
Рис. 20.
п=850;Ые=35,6;G4=1,89;Се=53,1; е=13,0;
= 24°40';
= 32°;
Р2 = 45,0; Рс = 28,0; Ps = 26,0; ІГср = 3,28.
шенно светлом выхлопе, что объясняется смещением момента воспла­
менения смеси за ВМТ. Этим же можно объяснить несколько пони-
30

ясенное значение Pz = 42 атм. и средней скорости нарастания давления
]^ср = 2,42 кг/см2 1°.
Анализ позволяет утверждать, что некоторое увеличение угла ®
способствовало бы улучшению теплового процесса двигателя, рабо­
тающего на древесном газе, но, с другой стороны, оно вредно отра­
зилось бы на процессе работы двигателя на жидком топливе. Полу­
ченная при<р = 36° скорость нарастания давления при работе двигателя
на жидком топливе 6,1 кг/см2 1°, для двигателя данного типа не­
сколько превышает норму. Поэтому дальнейшее увеличение угла ф
было бы нецелесообразно.
При Ne = 35,6 и п = 850 об/мин. как видно из рис. 20, процесс
протекал значительно лучше.
Давление Pz повысилось до 45 атм. и достигло нормы; расход
жидкого запального топлива не превышал 53,1 г/э.л .с. час, при этом
средняя скорость нарастания давления повысилась с 2,42 до 3,28
кг/см2 1°, температура выпускных газов понизилась с 440 до 320°.
Анализ диаграмм, характеризующих влияние предкамеры на
процесс задержки воспламенения жидкого топлива. Одной из осо­
бенностей реальных процессов в двигателях внутреннего сгорания,
отличающей их от идеальных, является то, что в момент впрыска
в.м .т.
Рис. 21.
п=780;Ne=33,7; G4=1,68;Се=49,9;
t=300°; s=13;<р* = 17*30';
= 24°50';
Pz = 40,7; Ps = 29,2; lTcp = 2,1.
топлива в предкамеру в ней происходят сложные физические и хими­
ческие процессы воспламенения и сгорания топлива, протекающие во
времени и сопровождающиеся потерями тепла. Под физическим про­
цессом в данном случае мы понимаем время, затрачиваемое на нагрев
капель жидкого топлива, их частичное испарение и нагрев смеси до
температуры самовоспламенения, а под химическим — время, в течение
которого происходит выделение тепла в связи с химическими реак­
циями окисления паров жидкого топлива и кислорода, находящегося
в газовой среде.
31

Наиболее интересной особенностью работы предкамерного двига­
теля по газожидкостному циклу является влияние предкамеры на
лооцесс сгорания газожидкостной топливной смеси в цилиндре двигателя.
Характер изменения давлений в камере сгорания, в зависимости
ют угла поворота коленчатого вала, можно установить при рассмотре-
J
нии развернутой инди­
каторной диаграммы
(рис. 21), полученной
при /Ѵе=33,7 э.л .с., п =
= 720 об/мин. и <pjn =
17°30'. Диаграмма по­
казывает, что от начала
фактического поступ­
ления жидкого топлива
в предкамеру до нача­
ла резкого нарастания
давлений в камере сго­
рания, в ней протекают
промежуточные физи­
ко-химические процес­
сы. Время, затраченное
Рис. 22 .
на физические и хими­
ческие процессы, про­
ходящие в камере сго­
рания после впрыска
топлива, называемое
периодом задержки
самовоспламенения то­
плива или периодом
индукции, может быть
выражено: =
По данным проф. В. А.
Ваншейдт период за­
держки самовоспламе­
нения в двигателях,
работающих на жидком
топливе, лежит в пре­
делах 0,001—0,005 сек.
и зависит от физико-
химических процессов,
протекающих в камере
сгорания, и конструк­
тивных факторов дви­
гателя.
У двигателей, ра­
ботающих по газожид­
костному циклу т. значительно больше, чем у двигателей, работающих
на жидком топливе. На увеличение сильно влияет пониженная
концентрация кислорода в камере сгорания вследствие присутствия
генераторного газа в смеси; т, измеряется в секундах.
фО сек.,
где: <р° — угол поворота коленчатого вала, отнесенный к периоду
задержки самовоспламенения топлива;
п число оборотов коленчатого вала в мин.
32

Проведенные на двигателе КДМ-46 исследования показали, что
зависит не только от физико-химических факторов, но и от конст­
руктивных элементов двигателя — степени сжатия, конструкции ка­
меры сгорания, числа оборотов топливного насоса, его конструкции,
угла опережения подачи топлива и др.
На рис. 22 представлена зависимость периода задержки <pz от угла
опережения подачи жидкого топлива <рОп при п = 800—880 об/мин.
Как видно из рисунка, с увеличением период задержки также
увеличивается.
Из рис. 23, представляющего зависимость ср от состава горючей
смеси, видно, что при работе двигателя по газожидкостному циклу
зависимость ?z=/(?on) значительно отличается от результатов, полу­
ченных при работе двигателя на жидком топливе. При газожидкост­
ном цикле ср, больше, чем при работе двигателя на жидком топливе.
На основании теоретических исследований акад. Н. Н. Семеновым
и проф. Н. В . Иноземцевым получена формула
с2
Ci Т in—з
т.=—•е
-ІО
сек,
где: Сі, С2 ,/п — постоянные величины;
р — давление воздуха в кг/см8 в момент самовоспламе­
нения жидкого топлива;
Т — температура воздуха в абс. ° в этот же момент.
По данным проф. Н. В. Иноземцева, для быстроходных дизелей
С2 = 4650 и ш = 1,19. Величина С] зависит от многих факторов и для
каждого двигателя имеет определенное числовое значение в преде­
лах — от 0,44 до 1,5 и вышеі Воспользуемся для определения С} опыт­
ными данными, полученными при нормальных режимах работы дви­
гателя КДМ-46 на газе и жидком топливе. При работе двигателя по
газожидкостному циклу принимаем:
Тх — температура газовоздушной смеси 295° абс.;
Тг и Рг — температура и давление выпуска газа соответственно 800° абс.
и 1,1 кг/см2;
Ра — давление в начале сжатия 0,8 кг/см2;
Ps — давление в начале самовоспламенения топлива 26,2 кг/см2;
/п=1,19 1 по данным проф. Н. В. Иноземцева для быстроходных
С2 = 4650 I двигателей.
Если учесть нагрев газовой смеси от стенок впускного клапана
и цилиндра, то температура поступающей в цилиндр смеси
Л1=Л+ДТу
где Д Т—повышение температуры поступающей в цилиндр смеси от
нагрева ее впускным клапаном и стенками цилиндра, обычно
принимаемое 15° С.
Тогда
Г,1 = 295+15 ==310° абс.
Температуру смеси в начале сжатия определим по формуле:
'Г _ р 1_____ 8 Рд_____
1а 11
/
ТД\ »
где:е=13.
ѵ1'
Подставив числовые значения, получим:
та = 310-------- —= 332° абс.
3 Вып. XXII
33

Температура смеси в конце хода сжатия может быть определена
по формуле:
г•
п-1
Тс=Та-е
,
где: п — среднее значение показателя политропы; для нашего случая
принимаем л =1,4.
Тогда
,
Тс = 332 ■ 13м-=916°абс.
Период задержки самовоспламенения топлива при работе двига­
теля по газожидкостному циклу можно определить по индикаторным
диаграммам (рис. 19).
Выражая найденное из диаграммы значение <рг= 31°30* в секундах,,
получим:
Ф/°
31°30'
Х = 6^= 6-Т980 = °’00535 СеК-
где: л = 980 об/мин.
Подставляя все найденные значения в формулу акад. Н. Н. Семенова>4
определим постоянную Сх для газожидкостного цикла
или
л-«гж
pm
Cl = ~£Г---
ет•10“3
сгж__ 0,00535.26,21’19 == 1
1
'
■
Аналогичным способом получим СTM = 1,3.
Период задержки самовоспламенения топлива непосредственно*
влияет на последующую фазу — процесс сгорания топлива . Увеличение
этого периода приводит к сильному повышению давления и жесткости
работы двигателя, вызывающему быстрый износ основных деталей
двигателя. Истинная скорость нарастания давления в любой точке
процесса сгорания топлива определяется отношением
w=d/-,
dср’
которое можно принять равным
Wcp = ^^ кг/см2 1°,
где: Р2 — максимальное давление сгорания, соответствующее опреде­
ленному углу поворота коленчатого вала;
Ps— давление, соответствующее началу сгорания смеси при
определенном угле поворота коленчатого вала.
В целях устранения жесткой работы двигателя ряд исследователей
рекомендует не допускать скорости нарастания давления больше
W'cp=5 кг/см2 1°. Однако в некоторых форсированных двигателях
специального назначения UZcp= 10 кг/см2 на 1° поворота коленчатого
вала.
Испытания двигателя КДМ-46 по газожидкостному циклу дали
возможность установить, что UZcp, в зависимости от угла опережения
подачи жидкого топлива, находится в пределах от 1,5 до 3,5 кг/см2 1°.
Результаты обработки индикаторных диаграмм показывают, что с уве­
личением «ролкер увеличивается. Аналогичные данные представленье
34

на рис. 24, показывающем зависимость 1Гср от числа оборотов колен-
чатого вала и угла опережения подачи жидкого топлива.
Характер кривых показывает, что при одном и том же угле опе­
режения подачи жидкого топлива число оборотов коленчатого вала
сильно влияет на lFcp. При увеличении числа оборотов вала скорость
нарастания давления заметно снижается. Подобное же влияние на
lFcp оказывает и период задержки самовоспламенения топлива. С уве­
личением І^ср увеличивается (рис. 25).
Значительному изменению при работе двигателя на жидком топ­
ливе подверглась зависимость U^cp = f (cpz). Как видно из рис. 26, при
<рі<;і5°ЗО/' незначительное увеличение периода задержки самовоспла­
менения резко повышает скорость нарастания давления.
Об экономической целесообразности перевода двигателей КДМ-46
на генераторный газ по газожидкостному циклу
Помимо экономии ценного жидкого топлива, необходимого для
народного хозяйства и обороны страны, перевод исследованного пред­
камерного двигателя с самовоспламенением на газожидкостный цикл
представляет собой большие экономические преимущества. Ниже при­
водится сравнительный расчет стоимости топлива при работе на жид­
ком топливе и на газе по газожидкостному процессу.
Норма расхода топлива
при работе на жидком топливе: —214 г на 1 э.л.с. час (дизель­
ное топливо);
при работе на газе:
а) на антраците антрацит „АМ“ — 350 г на э.л.с ./час;
дизельное топливо — 42 „
„
б) на дровах
дрова — 900 „
„
дизельное топливо — 42 „
„
По фактическим данным эксплуатации стоимость топлива на
1 э.л.с./час выражается цифрами, приведенными в табл. 10, в которой
стоимость жидкого топлива на 1 э.л.с./час в бассейне Дона и Днепра
принята за 100%.
Таблица 10
Дон
Днепр
Сев. Двина
При работе на жидком топливе .
При работе на газе
а) антрацит ....................................
б) дрова ........................................
100
80,8
100
90,4
102,7
97,2
Экономия, проц.
.
.
.
4-19,2
4-9,6
4-5,5
Выводы
1. Предкамерный двигатель типа КДМ -46 может быть переведен на
генераторный газ по газожидкостному циклу без удаления предкамеры
и больших конструктивных изменений.
2. Для обеспечения устойчивой работы двигателя на газе при ми­
нимальном расходе жидкого запального топлива необходимо осущест­
вить следующие мероприятия:
3*
35

Wcp^r
J__ ■
1.1
I,I____
-■i____I■
27,0* 28fl9 29,0е ЗЦО9 51,0° 32.0° 55.0е ЗЦГ 35,0е Умл
и*7&и
п.
йП-
n^J 5Ujj
Рис. 24 .
36

а) увеличить выходное отверстие предкамеры с 6,5 до 20 мм;
б) уменьшить степень сжатия с 15,5 до 13,0;
в) увеличить давление распыла впрыскиваемого топлива со 120 атм.
до 180 атм.;
г) увеличить угол опережения подачи жидкого запального топ­
лива с 15° до 30—32°;
д) установить на всасывающем коллекторе газовоздушный сме­
ситель.
3. Эффективная мощность двигателя, переведенного на газ по
газожидкостному циклу, всецело зависит от калорийности газа, устой­
чивости процесса газификации, коэффициента избытка воздуха и ко­
личества присадки запального жидкого топлива. Эта зависимость выра­
жается уравнением:
где: и qM — зависят от перечисленных выше параметров.
4. Достигнутая экономия жидкого топлива в количестве 80—82%
по отношению к расходу при работе двигателя на жидком топливе
для предкамерного двигателя является оптимальной. При таком рас­
ходе жидкого запального топлива развиваемая двигателем мощность
при работе на газе достигла 72 л.с . при п = 950 об/мин. При номи­
нальной мощности Ne = 80 э. л. с . расход запального топлива достигал
22 — 24% расхода при работе двигателя на жидком топливе.
5. Поскольку оптимальный угол опережения подачи жидкого топ­
лива при работе двигателя на газе по газожидкостному циклу не сов­
падает с оптимальным углом опережения подачи при работе двига­
теля на жидком топливе, целесообразно в дальнейшем разработать
конструктивное устройство, позволяющее изменять угол опережения
подачи жидкого топлива непосредственно на ходу двигателя.
6. При постоянной подаче запального жидкого топлива, отрегули­
рованной на максимальный режим, работа двигателя неустойчива и
повышается расход жидкого запального топлива. Поэтому не следует
разобщать всережимный регулятор двигателя с рейкой топливного
насоса, обеспечивая этим автоматическое регулирование подачи
запального жидкого топлива в зависимости от режима работы дви­
гателя.
7. Экономический эффект от эксплуатации двигателя КДМ-46,
переведенного на генераторный газ по газожидкостному циклу, в ряде
бассейнов составляет от 5,5% до 19,2% по отношению к стоимости
расходуемого топлива.

Канд. техн, наук Л. Б. ГЕНИН
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ
ОПЫТНЫХ ГАЗОСИЛОВЫХ УСТАНОВОК ЦНИИРФа
С ДВИГАТЕЛЕМ ЗД-6
В 1950 г. ЦНИИРФом в содружестве с ВДРП была создана и
доведена до эксплуатационного состояния судовая газогенераторная
установка для двигателя ЗД-6, работающая на полуметровых дровах,
а в навигацию 1952 г. на древесном топливе уже успешно эксплуати­
ровались шесть газоходов. Однако ввиду высокой стоимости дров
ВДРП решило перейти на применение антрацита на газоходах. Для
этого в 1952 г. Пинским судоремонтным заводом по проекту ЦНИИРФа
был построен и смонтирован на судне полумеханизированный газоге­
нератор нового типа для газификации антрацита.
Результаты проведенных под руководством бригады ЦНИИРФа
испытаний опытных установок, работающих на дровах и на антраците
описываются в настоящей статье.1
1. Установка для газификации дров
Построенная в 1950 г. по проекту ЦНИИРФа судовая газогене­
раторная установка ЦНИИРФ-18 была смонтирована на одновальном
буксирном теплоходе Верхне-Днепровского пароходства БТ-0204, кор­
пус которого характеризуется следующими данными:
1. Длина
......................
18м
2. Ширина
...»
..................
4,6
„
3. Высота борта
...................
1,5
„
4. Осадка судна в полном грузу:
а) нос................................................................................... 0,74 ,,
б) середина
.................................. 0,78 „
в) корма ..................... 0,82 „
г)средняя .. . .
.................................................... 0,78 „
5. Коэффициент полноты водоизмещения
......
0,65 „
6. Коэффициент полноты грузовой ватерлинии
.
.
.
. 0,82ѵ
7. Коэффициент полноты мидель -шпангоута. .. .. .. . .. .. .. .. 0,99 „
8. Водоизмещение
... ..... .... .... . 42 т
Схема действия газогенераторной установки. Газогенераторная
установка ЦНИИРФ-18 (рис. 1) предназначена для получения из дре­
весного топлива бессмольного, охлажденного и очищенного генератор­
ного газа, пригодного для питания двигателя внутреннего сгорания
ЗД-6, (4). Она состоит из трех агрегатов:
1 Во всех испытаниях участвовали работники теплотехнической партии Верхне-
Днепровского пароходства.
38

39

1) газогенератора 1 обращенного процесса, в котором происходит
газификация древесного топлива;
2) скруббера 2 для охлаждения газа водой и предварительной’
очистки газа;
3) фильтра 3 тонкой очистки газа.
Полуметровые дрова в горизонтальном положении загружаются
в бункер газогенератора через верхний люк и опускаются вниз под
действием силы тяжести по мере того, как нижележащие слои гази­
фицируются.
По проекту ЦНИИРФа воздух под действием вакуума, создавае­
мого двигателем, засасывался по четырем трубам в нижнюю часть
воздушной камеры. При движении вверх воздух омывал стенку шахты
и нагревался теплом генераторного газа. По восьми перепускным
трубам воздух подводился в предфурменную камеру, откуда через
фурмы попадал внутрь камеры газификации.
В опытной эксплуатации выявилось, что внутренняя стенка воз­
душной камеры, вследствие высокой температуры газа и некачествен­
ной сварки, сравнительно быстро прогорает. В связи с этим воздуш­
ное охлаждение стенки было заменено водяным и в фурмы подво­
дился неподогретый воздух. Подвод неподогретого воздуха несколько
снижает предельно допустимую влажность газифицируемых дров.
На уровне фурм часть топлива сгорает, образуя углекислый газ
СО2 и окись углерода СО. Несгоревший раскаленный уголь опу­
скается вниз, где происходят реакции восстановления части СО2 до СО
и разложение некоторой части водяных паров с образованием СО и
водорода Н2. Одновременно образуется и метан СН4.
Генераторный газ вместе с неразложившимся водяным паром от­
сасывается из слоя топлива над решеткой камеры газификации и на­
правляется вверх к газоотводящему патрубку, и дальше в охлади­
тельно-очистительные устройства.
Зола и угольная мелочь частично уносятся газовым потоком и
выделяются в охладительно-очистительных устройствах, а частично
проваливаются в зольник. Периодически, по мере надобности,
на стоянках и на ходу зольник очищается скребком через люк без
остановки двигателя благодаря наличию гидравлического затвора.
Гидравлические затворы в газогенераторах достаточно проверены
и их надежность оправдалась в эксплуатации стационарных газогене­
раторов и в газогенераторе ЦНИИРФ-12 . Точно также и в данном
случае при опробовании и при испытаниях установки гидравлический
затвор в зольнике работал надежно. Однако во время опытной эксплу­
атации, когда начинался прогар внутренней стенки воздушной ка­
меры, происходил подсос воздуха, сопровождавшийся хлопками и вы­
бросом воды из зольника. Это побудило команду газохода поставить
вопрос о замене зольника с гидравлическим затвором обычным сухим
зольником.1
В скруббере продукты газификации подводятся в нижнюю часть
под решетку, на которой находится насадка из кокса, сверху орошае­
мая водой посредством трех леек. При движении через насадку газ
охлаждается и освобождается от крупных механических примесей.
Перед выходом из скруббера, во избежание уноса капель воды, газо­
вый поток проходит через каплеотделители, так называемые мульти-
1 Отказ от гидравлического затвора, устраняющего опасность подсоса воздуха
в лючке зольника, удлиняющего срок службы колосников и уменьшающего пожар­
ную опасность — есть несомненно шаг назад .
40

циклоны, установленные в верхней части скруббера. Выделившаяся
в мультициклонах вода стекает по трубкам, вваренным в донышках.
Нагретая и загрязненная вода из скруббера стекает в гидравлический
затвор, а оттуда за борт. Охлажденный и осушенный газ из скруб­
бера поступает в фильтр тонкой очистки.
В фильтре тонкой очистки газ по касательной подводится в на­
ружную циклонную часть. Опускаясь вниз, газ барботирует через
слой масла, где выделяются сажа и мелкие капли воды. Во избежа­
ние уноса масла на нижней и средней решетках помещается фильт­
рующая масса, внизу — металлическая стружка, а вверху — пенька,
кенаф и пр. Очищенный газ из верхней части фильтра по центральной
трубе отводится к газовоздушному смесителю. Накопившаяся
в фильтре вода периодически спускается через трубку, вваренную
в днище.
Газовоздушная смесь поступает в цилиндры двигателя, где вос­
пламеняется посредством впрыскиваемого жидкого топлива и
сгорает.
Устройство и конструктивные особенности агрегатов газогене­
раторной установки. Газогенератор состоит из трех частей: 1) бун­
кера с двумя конденсационными камерами в стенках, обращенных
к торцам полен; 2) камеры газификации, футерованной шамотным
кирпичом и ограниченной внизу колосниковой решеткой; 3) зольника
с гидравлическим затвором или с сухим золоудалением.
Стенки камеры газификации, обращенные к торцам полен, отвес­
ные, а стенки, обращенные к боковым поверхностям полен, вверху
образуют сужение, а затем книзу расходятся, увеличивая сечение
камеры. В суженной части расположены два ряда фурм. Над ними
имеются глазки для наблюдения и шуровки. Нижняя часть камеры
газификации и часть зольника снаружи окружены воздушной камерой,
превращенной впоследствии в водяную камеру.
При непродолжительных остановках газогенератора для поддер­
жания горения топлива под решетку подводится воздух через трубу,
через другую трубу из бункера отводятся продукты горения, послед­
няя труба служит и для первоначального розжига топлива. Автомати­
ческий указатель предназначался для фиксации наименьшей допусти­
мой высоты уровня топлива в бункере.
Скруббер, имеющий цилиндрическую форму, принадлежит к обыч­
ному типу с коксовой насадкой, орошаемой тремя перевернутыми
лейками. Конструктивной особенностью скруббера являются каплеотде -
лители в виде мультициклонов, изготовленные из двух концентриче­
ских труб.
Фильтр тонкой очистки газа, типа ЦНИИРФ-7, состоит из циклона,
устройства для последующей фильтрации газа через масло, слоя метал­
лических стружек и кенафа.
Основные сведения о конвертации двигателя ЗД-6 на газ.
Двигатель ЗД-6, установленный на буксире БТ-0204, переведен на газ
по газожидкостному циклу. Степень сжатия смеси в двигателе не из­
менена так же, как и топливная аппаратура. Для образования газо­
воздушной смеси на торце воздушного коллектора смонтирован сме­
ситель.
Для регулирования состава газовоздушной смеси служит располо­
женная в воздушном патрубке смесителя заслонка. Дозировка смеси
регулируется вручную с помощью другой заслонки, установленной
на выходном патрубке смесителя. Регулятор двигателя непосредственно
связан с насосом жидкого топлива, как и до конвертации.
-
---------------- .—
41
11 мударстводш: 4

Для работы двигателя на газе установлен угол опережения по­
дачи жидкого запального топлива 39° до ВМТ. Фазы газораспределе­
ния изменены только для впускных клапанов путем увеличения
зазора между нажимной тарелкой клапана и кулачной шайбой
с 2,43 до 4 мм. Момент открытия установлен под углом 2—3°
до ВМТ.
Результаты испытаний газосиловой установки
Газосиловая установка испытывалась дважды для определения
расхода жидкого запального и древесного топлива и устойчивости
работы газогенератора и двигателя при переменных режимах и раз­
личной влажности дров.
Первые наладочные и режимные испытания проводились только
на швартовых. 1 До начала режимных испытаний установка была оп­
робована в холодном состоянии, а двигатель ЗД-6 до конвертации на
газ испытан на жидком топливе, после чего были произведены регу­
лировочные (наладочные) испытания двигателя по газожидкостному
циклу.
В качестве топлива для газификации применялся полуметровый
швырок, имевший относительную влажность 25—30%. Для воспламе­
нения газовоздушной смеси при работе по газожидкостному циклу
применялось соляровое масло.
Испытания двигателя продолжались всего 5 часов и проводились
при четырех различных режимах, а именно при числе оборотов: 1000,
1100, 1350 и 1400 об/мин.
Таблица 1
Средние показатели швартовых испытаний газохода БТ-0204
с двигателем ЗД-6
Ч
и
с
л
о
о
б
о
р
о
т
.
д
в
и
г
а
т
.
в
м
и
н
у
т
у
.
Т
я
г
а
н
а
г
а
к
е
,
к
г
Р
а
с
х
о
д
ж
и
д
к
о
г
о
т
о
п
л
и
в
а
,
к
г
/
ч
а
с
Температура ° С
Разрежение, мм
вод. столба после
газа после воздуха
перед
воды
г
а
з
о
­
г
е
н
е
р
а
­
т
о
р
а
с
к
р
у
б
­
б
е
р
а
г
а
з
о
-
г
е
н
е
р
а
­
т
о
р
о
м
ф
у
р
м
а
­
м
и
в(>6 s
Dо
Q.Q .Q.
О) ІйЕ иЮ
<и ѴО
«=; >> сз
Q.Q .
0*0
ЕОЮ
г
а
з
о
­
г
е
н
е
р
а
­
т
о
р
а
^
—
с
к
р
у
б
­
б
е
р
а
ф
и
л
ь
т
р
а
1000
747
1,85
357 16,5 15
125 9,0 13 37,0 175 250
1100
856
2,1
375 17,5 15 143 9,5 15 43.0 196 285
1340 1288
3.33
394 17,0 15 149 8.0 13 47,0 217 368
1420 1507
—
380 20,0 15 178 12,0 15
—
Т-—
Как видно из табл. 1, установка во время испытаний работала
нормально. Температура газа по выходе из генератора доходила 400° С,
а воздух подогревался до 150—180° С. При длительной непрерывной
работе газогенератора температура газа может быть даже несколько
выше.
Разрежение газогенератора доходило до 50 мм вод. столба. Со­
противление скруббера было несколько повышенное — 135—170 мм
вод. столба .
Максимальная тяга на гаке на швартовых при работе на жидком
топливе оказалась равной 1560 кг при 1400 об/мин. Для дальнейшего
ПеРвые испытания проводились под руководством канд. техн, наѵк С. К. Бры­
кова, все остальные — под руководством автора .
42

повышения тяги было бы необходимо снять пломбу с рукоятки по-
дачи топлива.
При работе на газе по газожидкостному циклу тяга на гаке, рав­
ная 1507 кг при 1420 об/мин. практически не отличается от тяги при
работе на жидком топливе. Незначительный часовой расход жидкого
запального топлива 1,85—3,33 кг при 1000—1340 об/мин. показывает,
что двигатель развивал мощность, главным образом, за счет энергии
генераторного газа. Испытания подтвердили устойчивость работы
установки при изменении нагрузки двигателя. Загрузка твердого топ­
лива в бункер совершенно не влияла на устойчивость работы двига­
теля на газе. Для того, чтобы улучшить условия эксплуатации уста­
новки, оказалось необходимым произвести следующие дополнительные
работы:
1) установить в верхней части газогенератора над его кромкой
вытяжную трубу диаметром 150 мм, высотой 1,2 м с плотно закры­
вающимися клапанами, с приводом из машинного помещения;
2) перенести сигнал автоматического указателя уровня твердого
топлива в газогенераторе на 150 мм выше его первоначального поло­
жения;
3) заменить железные лейки скруббера лейками из цветного ме­
талла;
4) установить отдельные скрубберный и пожарный насосы с при­
водом от вала отбора мощности;
5) установить привод к воздушной и газовоздушной заслонкам
вблизи контрольного щита двигателя;
6) проверить внешнюю и внутреннюю системы охлаждения дви­
гателя.
При вторых испытаниях на судне был поставлен новый двигатель
ЗД-6 . Конвертация, угол подачи жидкого запального топлива и фазы
газораспределения были те же, что и при первых испытаниях. Двига­
тель был оснащен дополнительным контрольным прибором, предло­
женным лаборантом ЦНИИРФа тов. Струбинским, который указывал
мгновенное положение рейки топливного насоса, т. е. расход жидкого
топлива. В связи с наличием этого прибора можно было более точно
регулировать состав газовоздушной смеси, чтобы расход запального
топлива при данном режиме оказывался минимальным. Любое откло­
нение от установившегося режима, т. е . увеличение расхода запаль­
ного топлива, свидетельствовало о нарушении нормального процесса
газификации или о других перебоях в работе газогенераторной уста­
новки.
Манометр, показывающий давление в масляной системе, и термо­
метр, показывающий температуру воды замкнутой системы, были по
предложению тов. Струбинского модернизированы так, что эти при­
боры автоматически сигнализировали о низших допустимых пределах
давления масла и температуры охлаждающей воды.
Топливом для газогенератора служили березовые полуметровые
дрова крупной колки, влажностью 35%. Лейки в скруббере были
изготовлены из цветного металла, диаметр отверстий увеличен
до3мм.
Действие газогенераторной установки характеризуется показате­
лями, приведенными в табл. 2.
На швартовых при 1000 об/мин. расход запального дизельного
топлива колебался от 2,06 кг/час до 1,0 кг/час, на ходовых при
1220 об/мин. был равен 3,16 кг/час. Минимальный расход запального
топлива, 1 кг/час, составляет около 5% по отношению к расходу при
43

работе на дизельном топливе, что свидетельствует о больших резер­
вах, позволяющих снизить эксплуатационный расход жидкого топлива.
Тем не менее, во избежание нарушения нормального действия форсу­
нок, на навигацию 1951 г. был установлен ограничительный подвиж­
ной стопор, гарантировавший подачу запального топлива в количестве
не менее 2 кг/час.
Таблица 2
Наименование показателей
Испытания
швартовые
ходовые
Разрежение после газогенератора, мм вод. ст .
.
.
Разрежение после скруббера, мм вод. ст .. .. . .. .. .. .. .. . .. .
Разрежение после сухого фильтра, мм вод. ст .
.
.
Температура газа по выходе из генератора, °C. .
Температура газа после скруббера, °C.....................
Температура забортной воды, °C.................................
Расход березовых дров, м3/час. . . ................
40-60
185-280
205—300
320-380
16-18
9
0,25
35—50
200-260
220-280
360—460
23-30
12
0,20
Во время испытаний двигатель работал устойчиво при всех режи­
мах, от 700 об/мин. вхолостую до 1500 об/мин. при нагрузке и потому
не было необходимости при маневровой работе переводить его на ди­
зельное топливо.
Удовлетворительные результаты испытаний позволили направить
газоход на транспортную работу с тем, чтобы накопленный при эксплу­
атации опыт мог быть использован при модернизации однотипных бук­
сирных теплоходов и газоходов.
Динамометрические испытания. В качестве движителя на газо­
ходе был установлен гребной винт в направляющей насадке. Винт
приводится во вращение от двигателя через реверс-редуктор с переда­
точным числом 3,07.
Основные элементы винта следующие:
Диаметр .......................................... D = 0,9 м
Шаг....................................................../7 = 0,9 „
Число лопастей.............................z=4
Шаговое отношение.................. H)D = 1,0
Дисковое отношение...................... Q = 0,48
Вращение.............................................правое
Направляющая насадка характеризуется следующими величинами:
Диаметр насадки............................................. 0,92 м
Длина насадки................................................ 0,64 „
Длина передней части насадки.................... 0,25 „
Коэффициент раствора .................................... 1,5
Коэффициент расширения............................ 1,1
Объем насадки................................................0,17 м8
За винтом установлен цельносварной балансирный руль из листо­
вой стали толщиной 33 мм, длиной 1,3 м; балансирная часть имеет
М’ высота руля изменяется от 0,42 м на конце руля
до 0,59 м у баллера; перо руля имеет обтекаемую форму и наиболь­
шую толщину 0,19 м; внутри перо руля заполнено пеком.
Для определения тяговых характеристик газохода были проведены
1^У^б?мин .испытания ПРИ тРех режимах работы: 1000, 1200 и
44

1) швартовые — в затоне Гомельского речного порта, имеющем
глубину 8 м, где совершенно нет течения, при длине буксирного
троса 40 м;
2) на ходу с возом — на реке Сож, при глубине фарватера
4—6 м и длине буксирного троса 20 м, с целью сравнения результа­
тов работы по газожидкостному циклу и на жидком топливе;
3) на ходу порожнем — на том же участке, что и испытания
с возом.
4) протаска корпуса с застопоренным винтом буксирным теплохо­
дом мощностью 150 л. с. — на
том же участке —для определения со­
противления корпуса.
Осадка газохода (в метрах) указана в табл. 3.
Таблица 3
Место промера
Правый борт
Левый борт
Нос.....................................................
0,80
0,78
Корма ................................................
0,88
0,83
Середина ........................................
0,82
0,80
Средняя ............................................
0,833
0,803
Средняя по судну ..................... .
0,818
і
Вследствие неравномерного распределения грузов и механизмов
судно имело крен на правый борт.
По результатам испытаний построены следующие графические
зависимости:
а) зависимость скорости хода от числа оборотов двигателя
v=f(nD) при испытаниях с возом и порожнем (рис. 2);
б) зависимость тяги на гаке от числа оборотов двигателя при ис­
пытаниях с возом и на швартовых (рис. 3);
в) тяговая характеристика буксирного газохода при различном
числе оборотов двигателя (рис. 4).
Для сравнения тяговой характеристики испытываемого газохода
с тяговыми характеристиками теплоходов с такими же двигате­
лями ЗД-6, работающими на жидком топливе были выбраны два теп­
лохода постройки Московской судоверфи и Днепровского завода.1
Основные размеры этих теплоходов следующие:
Длина м ....................................
Ширина м........................... .
Высота борта м........................
Осадка проходимая м . . . .
Теплоход
Московской
судоверфи
14,00
3,5
1,5
0,91
Теплоход
Днепровского
завода
13,85
3,4
1,4
0,86
Можно допустить, что качество обработки винтов этих теплохо­
дов и испытываемого газохода примерно должно быть одинаково.
Сравнительные данные по этим теплоходам и испытанному газо­
ходу приведены в табл. 4, из которой видно, что при одном и том
же числе оборотов тяга на гаке газохода на швартовых и при букси-
1 М. Н.Брежнев и А. П. Страхов, Новыетипытеплоходовс двига­
телями ЗД-6, Речиздат, 1950.
45

Пд°ѴмиН
t
—
/О
...... 1......T" 1
I,
-
ГизожидкостнЬіи uuk. 7
iiil
-
На жидком топлибо
d?4 ѵУ
j
/
—J
7
_J_
i
I—
-4.
4-
—1
s'
1
?
3
V м/ее/с
Рис. 2.
46

ровке со скоростью 2,22 м/сек, так же, как и скорость порожнего
хода значительно ниже, чем соответствующая тяга и скорость суще­
ствующих теплоходов.
Теоретически вычисленная мощность, которую должен потреблять
установленный на испытываемом судне винт данных размеров при
числе оборотов двигателя в минуту: 1000; 1300; 1400 и 1500 превы-
Тяга на гаке и скорость порожнего хода испытанного газохода и
существующих теплоходов
Таблица 4
Ч
и
с
л
о
о
б
о
р
о
т
о
в
д
в
и
г
а
т
е
л
я
,
о
б
/
м
и
н
.
Тяга на гаке, кг
Скорость порожнем, ѵ м|сек.
на швартовых
при буксировке со ско­
ростью ѵ = 2,2 м/сек.
и
с
п
ы
т
ы
в
а
е
м
ы
й
г
а
з
о
х
о
д
і
т
е
п
л
о
х
о
д
М
о
с
с
у
д
о
в
е
р
ф
и
т
е
п
л
о
х
о
д
Д
н
е
п
р
о
п
е
т
р
о
в
с
к
о
г
о
з
а
в
о
д
а
и
с
п
ы
т
ы
в
а
е
м
ы
й
г
а
з
о
х
о
д
т
е
п
л
о
х
о
д
М
о
с
с
у
д
о
в
е
р
ф
и
т
е
п
л
о
х
о
д
Д
н
е
п
р
о
п
е
т
­
р
о
в
с
к
о
г
о
з
а
в
о
д
а
и
с
п
ы
т
ы
в
а
е
м
ы
й
г
а
з
о
х
о
д
т
е
п
л
о
х
о
д
М
о
с
с
у
д
о
в
е
р
ф
и
т
е
п
л
о
х
о
д
Д
н
е
п
р
о
п
е
т
­
р
о
в
с
к
о
г
о
з
а
в
о
д
а
1400 1460 1700
1660
670
1340
1000
3,55
4,28
408
1300 1280 1500
1440
530
1150
800
3,4
4,00
39?
1200 1100 1320
1260
400
920
620
3,25
378
37?
1100 920 1160
1010
310
660
500
3,09
364
Я47
1000 750 1000
930
220
430
360
2,94
3,44
■л,** /
3,28
47:

шает ее действительные значения. Это происходит, повидимому, вслед­
ствие несоответствия действительных и расчетных параметров винта,
вследствие плохого качества обработки поверхности лопастей и по­
грешностей при проведении натурных испытаний.
На основании данных расчета построен приведенный на рис. 5
график зависимости потребляемой винтом мощности от скорости бук­
сировки при постоянном числе оборотов.
Из этого графика видно, что мощность, потребляемая винтом,
значительно ниже, чем мощность, которую может развивать двигатель,
должен дать не менее 127—130 л. с. Следовательно, установленный
на газоходе БТ-0204 винт слишком легок и не использует полную
мощность, развиваемую двигателем.
Расчеты показывают, что на судне данного типа для повышения
тяговых характеристик необходимо установить винт, имеющий пара­
метры:
D=0,9м,HjD=1,1,z =4, О =0,6.
Выводы
1. Тяговые характеристики испытанного газохода значительно ниже
тяговых характеристик существующих теплоходов с таким же дви­
гателем ЗД-6.
2. Винт, установленный на испытанном газоходе, является слиш­
ком легким, вследствие чего он не использует мощность, развивае­
мую двигателем.
3. Для повышения тяговых характеристик испытанного газохода
необходимо установить оптимальный винт.
48

.
IL Установка для газификации антрацита
(рис. 6)
Конвертация двигателя ЗД-6 4 на газ произведена как и на газо­
ходах, работающих на Древесном топливе по методу ЦНИИРФа, по
тому же типу были сконструированы и охладительно-очистительные
устройства. Трудности газификации антрацита вызваны, главным обра­
зом содержанием в нем легкоплавкой золы и необходимостью удале­
ния образующегося шлака.
Первые испытания модернизированного газохода БТ-0103 выявили
устойчивость процесса газификации и бесперебойное питание двига­
теля газом, а пробная эксплуатация его во время навигации 1952 г.
и последующие повторные теплодинамометрические испытания под­
твердили высокие показатели газосиловой установки, разработанной
ЦНИИРФом.
Корпус газохода БТ-0103 имеет такую же характеристику, как и
корпус газохода БТ-0204.
Рис. 6.
Установка состоит из трех агрегатов: 1) газогенератора прямого
процесса /, в котором происходит газификация антрацита; 2) скруб­
бера 2 для охлаждения и предварительной очистки газа от механи­
ческих примесей; 3) фильтра 3 тонкой очистки газа.
Схема действия установки. Антрацит АС или AM (ГОСТ 4578-49),
вручную, периодически загружают в верхнюю коробку газогенера­
тора. Когда поднимают груз противовеса, колокол опускается, и топ­
ливо проваливается в камеру газификации.
Водяной пар, добавляемый к поступающему в газогенератор воз­
духу, образуется в пароводяной рубашке, окружающей камеру гази­
фикации. Вода может подводиться в рубашку через поплавковый
автомат, поддерживающий в ней постоянный уровень воды, или минуя
автомат. Из верхней части рубашки пар поступает в сухопарник и
оттуда — в газогенератор, а излишек травится в атмосферу.
Воздух под действием вакуума, создаваемого двигателем, засасы­
вается по горизонтальному отростку и в вертикальной трубе смеши­
вается с водяным паром. Паровоздушная смесь подводится по верти-
4 Вып. XXII
49

кальной трубе вниз, в выгороженную часть зольника, а оттуда поды­
маясь вверх, проходит сперва через прорези в решетке, а затем через
шлаковую подушку в зону газификации. Количество пара в паровоз­
душной смеси регулируется вручную по температуре смеси. Генера­
торный газ, образующийся в камере газификации, вместе с неразло­
жившимся водяным паром по трубе отводится в нижнюю часть
скруббера.
Шлак, который образуется в нижней части камеры газификации,
ребрами вращающегося поддона проталкивается через окна в зольник
и оттуда периодически выгребается и выбрасывается за борт. Крупные
куски шлака можно удалять через люк, находящийся над поддоном.
Принцип действия и конструкция скруббера были те же, что и
в установках на древесном топливе, за исключением леек, которые
были заменены оросительным устройством, предложенным механиком
газохода БТ-0204 И. А. Кронгольдом. Установленное оросительное
устройство действует следующим образом: вода подводится в центр
скруббера по трубе, оканчивающейся загнутым вниз коленом. Выходя
из трубы, струя воды удаляется о плоскую пластину, приваренную
к стержню диска, через просверленные отверстия которого вода сте­
кает на кокс. Благодаря тому, что диск лежит на коксе, можно,
изменяя высоту его слоя, так регулировать расстояние между выход­
ным отверстием водоподводящей трубы и пластиной, чтобы получилось
наилучшее распыление воды. Двигаясь вверх через зазоры между
кусками кокса, газ соприкасается с ниспадающей водой и благодаря
противотоку и коксовой насадке интенсивно охлаждается в скруббере,
очищаясь от механических примесей и сернистых соединений, из ко­
торых SO2 отмывается почти полностью, a H2S — незначительно. Вода
загрязненная механическими примесями и растворенными химическими
веществами, стекает из скруббера в гидравлический затвор, а оттуда
за борт.
Охлажденный газ, пройдя коксовый слой, направляется в капле-
отделители (мультициклоны), находящиеся в верхней части скруб­
бера, а затем по трубе отводится в фильтр тонкой очистки, где про­
исходит дальнейшая очистка газа. Фильтр заполняется стальной
стружкой и нарезанными из труб металлическими цилиндрами.
В нижней части фильтра находится периодически обновляемый
водный раствор кальцинированной соды для частичной очистки газа
от сероводорода. По мере разъедания металлические стружки заме­
няются другими. Охлажденный и очищенный газ из фильтра поступает
по газопроводу в смеситель двигателя ЗД-6.
Газовоздушная смесь засасывается в цилиндры двигателя, в нем
воспламеняется посредством впрыскиваемого жидкого топлива и сгорает.
Анализ ранее разработанных конструкций судовых газогене­
раторов для газификации антрацита. При создании судовых газо­
генераторов для двигателей мощностью 300 л.с . и более используется
в значительной мере опыт постройки стационарных газогенераторов.
Стационарные газогенераторы производительностью 50—75 кг/час
оборудованы ручным обслуживанием и отличаются громоздкостью,
а потому не могут служить прототипами для судовых газогенераторов.
Надежное действие газогенератора прямого процесса газификации
зависит от правильного конструктивного разрешения следующих
основных узлов: загрузки топлива, образования пара, регулирования
состава паровоздушной смеси и шлакоудаления.
Основными особенностями разработанных ранее судовых газоге­
нераторов для двигателей малой мощности являются следующие:
50

1) В газогенераторах „Красный Дон* и „ЦНИИРФ-9М* топливо
загружается посредством однобарабанных питателей с трех-четырех -
лопастными крылатками, вращаемыми вручную, а в газогенераторе
„МССЗ-1*— посредством опускания колокола, образующего второй
затвор в бункере.
Как показал опыт эксплуатации, в газогенераторах небольшой
производительности, наиболее рациональна ручная загрузка топлива
и загрузочное устройство колокольного типа.
2) В газогенераторе „Красный Дон* испарение воды от физиче­
ского тепла генераторного газа происходит в бачке, расположенном
под крышкой, а в газогенераторах „МССЗ-1* и „ЦНИИРФ-9М* — в на­
ружной пароводяной рубашке, находящейся над футеровкой. В газо­
генераторах „Красный Дон* и „МССЗ-1*, ввиду недостаточного паро­
образования, паровоздушная смесь образуется благодаря просасыванию
воздуха над зеркалом испарения; при избытке же пара регулирование
паровоздушной смеси было бы затруднительно. Дополнительное коли­
чество пара получается посредством заполнения зольника водой: при
встряхивании колосников провалившийся горячий шлак вызывает
испарение части воды, а выделившийся в зольнике пар, проходя через
слой топлива, участвует вместе с паровоздушной смесью в процессе
газификации. В отличие от газогенераторов „МССЗ-1“ и
„Красный
Дон“, в газогенераторе „ЦНИИРФ-9М* пароводяная рубашка не со­
общается с атмосферой; образующийся в ней пар находится под дав­
лением 0,5—1,0 атм. При избыточном давлении водяного пара паро­
воздушную смесь легко регулировать как вручную, так и автоматически.
3) Камера газификации газогенератора „Красный Дон* футерована
во всю высоту, а газогенераторов „ЦНИИРФ-9М* и „МССЗ-1* —
только в нижней половине камеры. Под влиянием высокой темпера­
туры, сохраняемой в нижней футерованной части камеры, шлак
расплавляется и прилипает к стене, затрудняя этим его удаление.
4) Общим недостатком всех разработанных до настоящего времени
судовых газогенераторов: завода „Красный Дон*, „ЦНИИРФ-9М* и
„МССЗ-1* является плоская неподвижная колосниковая решетка,
в которой только часть колосников может качаться вокруг горизон­
тальной оси.
Ручное удаление шлака требует больших физических усилий.
Вручную не удается удалить шлак равномерно по всему сечению
камеры. Крупные куски, находящиеся вблизи лючка над решеткой,
удаляются легко, с более же отдаленных мест не всегда удается вы­
грести шлак через один люк. Поэтому, даже при производительности
газогенератора 50—75 кг/час необходимо обязательно механизировать
шлакоудаление. В описываемом ниже испытанном газогенераторе пре­
дусмотрены ручная загрузка тоц/іива и механизированное выгребание
шлака из камеры газификации в зольник.
Конструктивные особенности и проверочный расчет газогене­
ратора. Основной особенностью описываемого газогенератора является
вращающийся поддон с ребрами на поверхности и решеткой в центре.
Механизированное удаление сухого шлака впервые осуществляется
в Советском Союзе в газогенераторах малой производительности.
Лабораторные испытания опытного образца показали безотказное дей­
ствие вращающегося поддона. Шлак легко проталкивался в окна и
проваливался в зольник. Для ручного вращения храпового колеса и
поддона не требовалось больших усилий.
Недостатком газогенераторов прямого процесса, как известно,
является образование части периферийного низкокалорийного газа’.
4*
51

Чем меньше диаметр камеры газификации, тем больше сказывается
отрицательное влияние периферийного газа на теплотворность генера­
торного газа.
Для уменьшения количества периферийного газа предусмотрен
центральный подвод газовоздушной смеси. В проекте были разрабо­
таны два варианта решетки. По второму варианту решетка должна
была состоять из ряда центральных колосников, число которых
может быть изменено в зависимости от результатов доводочных
испытаний.
Загрузочное устройство снабжено колокольным затвором. Крышка
газогенератора охлаждается проточной водой.
Проверочный расчет основных конструктивных элементов.
Исходные данные:
Мощность двигателя по газу Nr = 120 л. с.
Удельный расход антрацита
= 0,4 кг/л. с. час
Выход ’.газа
ѵг =4,0 нм8/кг антрацита
Теплотворность сухого газа
=1050—1100 ккал/нм3.
Определение интенсивности газификации. При диаметре газо­
генератора в свету 800 мм интенсивность газификации
120-0,4
0Г785 '.0,8^96 кг'м2чаС-
Определение поверхности пароводяной рубашки,
омываемой водой. Для расчета принимаем:
1) Удельный расход пара =0,6 кг/кг антрацита;
2) Расход антрацита GA = 48 кг|час.
3) Расход пара Gn =48 • 0,6 = 28,8 кг/час.
4) Параметры пара, образующегося в рубашке:
а) максимальное давление Рп = 1,07 ата,
б) температура £п = 101°С,
в) теплосодержание і" =639,3 ккал/кг.
5) Температуру воды, поступающей в рубашку fB = 20°C.
6) Среднюю температуру газа в слое топлива /г=750°С.
7) Температуру на поверхности стенки рубашки в газогенераторе
по данным предварительного расчета /ст=105°С.
Расчет. 1 . Количество тепла, затрачиваемого на парообразование
в рубашке:
Q = Gn (Г - Св tB) = 28,8 (639,3-1,20) 17800 ккал/час.
2. Общий коэффициент теплопередачи
1
1
J1іО]і(>2
* ~ а*1+“п
'
аЛ2'Х1'
^3’
где:
—
толщина стенки рубашки 0,01 м,
^2 — толщина накипи 0,0005 м,
и к2 — соответственно коэффициенты теплопроводности стенки —
50 ккал/м час °C и накипи — 0,1 ккал/м час °C;
а*2 ~ коэффициент теплоотдачи от стенки к воде—2000 ккал/м2час;
а*і ~ коэффициент теплоотдачи соприкосновением, зависящий от
скорости движения парогазового потока в слое и опреде­
ляемый по приближенной формуле а41=10|Л^~
ш— скорость потока м/сек.
52

На основании расчетов, опубликованных ранее нами установлена
следующая приближенная зависимость скорости потока в слое от
интенсивности газификации. При интенсивности газификации антрацита
100 кг/м2 час средняя скорость газового потока в слое может быть
принята равной ш = м/сек. Следовательно:
= 10\/І = 10 ккал/м2час °C.
Вычисленный для аналогичных условий коэффициент теплоотдачи
лучеиспусканием ап=7,0 ккал/м2час °C.
Подставив значения величин в формулу, получим:
k= 15,5 ккал/м2час°С. '
3. Необходимая поверхность теплообмена определится из равен­
ства:
р _____ Q
__ ____
П 800
__
-і
ом2
Л(/г — /п) 15,5(750-101)
При диаметре камеры 800 мм высота омываемой водой рубашки
от верхнего уровня шлаковой подушки
h=
=0,715 м или округленно 750 мм.
Так как высота чепца решетки равна 150 мм, а высота шлаковой
подушки равна 100 мм, то вода в рубашке должна находиться на
высоте 1000 мм.
Емкость загрузочной коробки. При диаметре загрузоч­
ной коробки 400 мм и высоте цилиндрической части 280 мм, объем
коробки равен 0,035 м8. При насыпном весе антрацита 700 кг/м8 ко­
робка вместит около 25 кг, т. е . получасовой запас при мощности
двигателя по газу 120 л. с .
Испытания газохода и газосиловой установки в натурных
условиях. В 1952 г. газосиловая установка и газоход БТ -0103 испы­
тывались дважды. Первое испытание носило характер доводочного.
Второе, проведенное на р. Припять в эксплуатационных условиях,
имело целью определить тяговые показатели газохода, выяснить
условия его обслуживания и действие установки во время эксплуа­
тации.
По данным лаборатории Пинского завода применявшийся во
время первого испытания антрацит, полученный из шахты No 16
им. Кагановича треста Краснолучуголь, крупностью 10—50 мм, со­
держал 3,6% влаги и около 15,6% золы.
Во время испытаний поддерживалась постоянная температура
паровоздушной смеси: при первом 60° С, при втором 75°С.
Основные показатели, полученные при первом испытании, приве­
дены в табл. 5, из которой видно, что сопротивление газогенератора,
скруббера и фильтра изменялось в зависимости от расхода газа, но
находилось в нормальных пределах.
Минимальный расход запального топлива, 1,38 кг/час, оказался
в 2,9 раза меньше рекомендуемого заводом (3,9 кг/час). Даже при
1200 об/мин. на швартовах расход жидкого топлива оказался равным
2,8 кг/час, т. е . в 1,4 раза менее минимального, рекомендуемого
заводом.
1 А. Б. Генин, Повышение интенсивности процесса газификации твердого
топлива в судовых газогенераторах, Труды ЦНИИРФа, вып. П, 1949.
53

Таблица 5
Показатели, полученные при наладочных швартовых испытаниях газохода
Наименование показателей
Число оборотов коленчатого
вала двигателей в мин.
800 1000 1200 1400 1500
1. Тяга на гаке, кг..................................................... 385 610 885 1245 1470
2. Расход дизельного топлива, кг/час ................. 1,36 1,9
2,8
7,3 14,1
3. Разрежение, мм водяного столба за:
а) газогенератором................................ « . . .
45
70
85
100 125
6) скруббером ..................................................... 55
90 115
150 200
в) фильтром........................................................•
60 120 160
200 380
Установка устойчиво работала при любом числе оборотов в пре­
делах от 700 до 1500 об/мин. как с нагрузкой, так и без нагрузки.
Поэтому после устранения недоделок газоход поступил в эксплуата­
цию.
В первый период сказалась неопытность команды в эксплуатации
газогенераторов на антраците; ни устный инструктаж, ни временное
руководство по обслуживанию газосиловой установки не могли пол­
ностью предотвратить упущений.
Повышенная зольность антрацита и, повидимому, низкая темпе­
ратура плавления золы, а также нерегулярное проворачивание поддона
способствовали увеличению накопления шлака и затрудняли вращение
поддона. После 525 часов эксплуатации газоход был поставлен для
осмотра на Пинский судоремонтный завод, где обнаружилось сле­
дующее:
1) Двигатель находится в хорошем техническом состоянии и после
притирки клапанов может быть допущен к дальнейшей эксплуа­
тации.
2) Выхлопная труба от двигателя до борта в течение 440 часов
работы дважды была разъедена в местах изгибов. Только после пре­
кращения подачи воды в трубу разъедание прекратилось.
3) Чугунный чепец решетки сгорел.
4) При полной очистке газогенератора из камеры газификации
было удалено 50 ведер шлака и золы.
5) Автомат питания водой не подавал необходимого количества
воды, вследствие чего заданный уровень воды в зарубашечном про­
странстве газогенератора не поддерживался.
6) Внутренняя стенка камеры газификации в верхней части выпу­
чилась и частично прогорела.
Причины быстрого выхода из строя газогенератора:
1) Неправильный уход за газогенератором, в особенности при
остановках и после стоянок.
Во время остановки парообразование в рубашке продолжается,
при этом большая часть пара травится в атмосферу, а незначительная
часть поступает через решетку внутрь газогенератора, вследствие
чего куски топлива, находящиеся вблизи стенки, и шлак над решет­
кой быстро остывают. При остывании необходимо разрыхлить шлак
вращением поддона, или ударом ломика снизу через люк. В про­
тивном случае он может застыть сплошным пластом по всему сечению
и повиснуть, что повидимому происходит при эксплуатации.
54

В первый момент после стоянки при быстром рассасывании газо­
генератора двигателем, когда в рубашке еще недостаточно пара,
а прилегающие к стенке куски уже успели остыть, особенно резко
сказывается различие плотности слоя топлива в центре и по периферии.
Большая часть воздуха, протекая по периферии, подогревается
и почти не реагирует с углеродом. В верхнем слое подогретый воз­
дух, соприкасаясь с горячим генераторным газом, образовавшимся
в средней части, взаимодействует с ним; при этом вследствие сгорания
части газа металл перегревается и стенка коробится, если уровень
воды в рубашке низок.
Газификация антрацита только воздухом без водяного пара сопро­
вождается сильным перегревом жидкого шлака и интенсивным шла­
кованием, вследствие чего газогенератор еще больше зашлаковывается
и проворачивание поддона затрудняется. Подтверждением этого объ­
яснения может служить тот факт, что при полной очистке газогене­
ратора пришлось одновременно выгрести 50 ведер шлака и золы.
2) Недостаточная подача воды через автомат питания и не­
регулярное питание рубашки водой помимо автомата.
Ввиду того, что Пинский судоремонтный завод, несмотря на
требование, отмеченное в дефектной ведомости, не увеличил проход­
ное сечение в бачке, команда, полагаясь на действие автомата, осла­
била контроль за уровнем воды, опускала его ниже проектного.
Поэтому, а также в связи с тем, что газогенератор был зашлакован,
произошел перегрев и прогорание стенки камеры газификации.
3) Розжиг очищенного газогенератора при недостаточной высоте
шлаковой подушки.
Чугунный чепец мог сгореть только при отсутствии или недоста­
точности шлаковой подушки, но при повторных розжигах остывшего
слоя топлива в газогенераторе было более чем достаточно шлака.
В эксплуатации газогенератор был несколько раз полностью очищен
от топлива и шлака и затем был произведен повторный розжиг.
Сгоранию чепца могла способствовать недостаточность завалки шлака
и неровность слоя.
Во избежание повторения этих неполадок были выполнены сле­
дующие мероприятия:
1) уровень воды в рубашке увеличен на 150 мм, а для парового
пространства оставлено всего 100 мм, в связи с чем выше бачка
пришлось установить сухопарник большего объема:
2) автомат питания водой снят для внесения указанных изме­
нений;
3) рычаг для вращения храпового колеса — несколько удлинен.
Показатели, полученные при втором испытании, приведены
в табл. 6.
Как видно из табл. 6, минимальный расход запального топлива
колеблется в пределах 1,55—1,98 кг/час. Несколько меньший расход
жидкого запального топлива при швартовах, по сравнению с ходовыми
режимами, при том же числе оборотов, объясняется тем, что швар­
товые испытания проводились, когда газогенератор был более ра­
зожжен.
При эксплуатационном режиме, соответствующем 1200—1300
об/мин., расходуется 3—3,5 кг дизельного топлива в час. Повышение
расхода запального топлива при скорости 1400 об/мин. объясняется
главным образом увеличением сопротивления фильтра, плотно наби­
того стальной стружкой и обрезками труб, и отчасти — увеличением *
сопротивления газопровода.
55

Таблица 6
Наименование показателей
Число оборотов коленчатого
вала двигателя в мин.
800 1000 1200 1400 1500
I. При ходе порожнем:
Скорость хода, м/сек....................................................
Расход дизтоплива, кг/час.........................................
II.ПриходесвозомNo1
Скорость хода, м/сек.
.........................................
Тяга на гаке, кг.............................. ’.. .. . .. .. .. .. .. . .. .. .
III. При ходе с возом No 2
Скорость хода, м/сек, •.............................................
Тяга на гаке, кг.............................................................
Расход дизтоплива, кг/час ._ .. .. .. .. .. .. . .. .. .. .
.
.
.
.
IV. Швартовые
Тяга на гаке, кг .............................................................
Расход дизтоплива, кг/час.........................................
2,97
1,77
!,1
165
1,98
590
1,55
3,5
1,9
2,67
330
1,79
550
2,7
960
1.92
3,34
3,0
3,13
480
1.96
910
3,4
1250
2,95
4,26
7,7
3,46
735
10,9
1620
6.7
4,47
13,85
3,65
800
2,42
1300
1770
—
Более высокие тяговые показатели по сравнению с полученными
при первых испытаниях были достигнуты благодаря установке опти­
мального гребного винта, имеющего следующие параметры:
Диаметр винта................ .................................................... 0,9 м
Шаг винта..............................................................................1,04 м
Число лопастей ............................................................. .... . 4
Шаговое отношение...................... •. .. .. .. .. .. . .. .. .. .. .. .. . .. .. ..
1,157
Дисковое отношение......................................................... ... 0,48
Рис. 7.
56

Расчет мощности на гребном винте, выполненный по данным
испытания, приведен на рис. 7, из которого видно, что максимальная
мощность на швартовах при 1500 об/мин. составляла около 167 л. с .
Во время испытаний двигатель работал устойчиво при числе обо­
ротов от 800 до 1500 как под нагрузкой, так и без нагрузки. При
слабо зашлакованном газогенераторе решетку мог поворачивать один
человек. Открывание люка для выгребания крупных кусков шлака на
ходу не отражалось на устойчивости работы газосиловой установки.
Выводы
1. Способ конвертации двигателя ЗД-6 для работы по газожидко­
стному циклу, при котором автоматически постоянно подается жидкое
запальное топливо, вполне применим в судовых условиях; при этом
способе двигатель устойчиво работает при небольшом числе оборотов,
расходуя 1,4—1,9 кг дизельного топлива в час и допускает форси­
ровку, когда это требуется.
2. При эксплуатации расходуется жидкого топлива более, чем
необходимо для устойчивого воспламенения газовоздушной смеси по
причине недостаточного наполнения цилиндров этой смесью. Так как
наполнение цилиндров зависит, главным образом, от гидравлического
сопротивления газогенераторной установки, то в целях снижения рас­
хода жидкого топлива, необходимо уменьшить вакуум в газопроводе
перед смесителем двигателя, что может быть достигнуто следующими
способами:
1) установкой после скруббера газодувки (эксгаустера), в которой
кроме того, можно было бы очищать газ от сероводорода;
2) установкой вентилятора для нагнетания воздуха в газо­
генератор, используемого также для вентиляции машинного поме­
щения;
3) увеличением диаметра фильтра тонкой очистки и диаметра
газопровода.
3. При правильном обслуживании газогенераторная установка на­
дежна и безотказна в эксплуатации и потому может быть рекомендо­
вана к широкому внедрению на газоходах. В целях систематического
контроля действия установки необходимо снабдить ее вакууммано-
метрами и термометром для замера температуры газа при выходе из
генератора.
4. Хотя проворачивать поддон решетки может один человек, но
для облегчения труда команды привод следует механизировать.
5. Для улучшения условий работы машинной команды, необходимо*
осуществить централизованное управление и автоматическую защиту
двигателя ЗД-6.

Инж. НА. РОЖДЕСТВЕНСКИЙ
ИССЛЕДОВАНИЕ ЦИРКУЛЯЦИИ ВОДЫ
В СУДОВОМ СЕКЦИОННОМ КОТЛЕ
ПРИ НЕСТАЦИОНАРНЫХ РЕЖИМАХ
Надежность работы котла во время эксплуатации, являющаяся
одним из главных критериев оценки качества водотрубного котла,
в основном зависит от надежности циркуляции воды в нем.
Вопросы циркуляции воды в котлах морского и речного флота
мало исследованы. С целью получения данных, характеризующих цир­
куляцию воды в малых судовых котлах, автором было проведено ис­
следование циркуляции воды при различных эксплуатационных режи­
мах в новом типе судового секционного котла D= 1,8 т/час, Р= 30 ати,
намеченного к внедрению на суда речного флота и определены рас­
четным путем некоторые основные данные, характеризующие цирку­
ляцию в других наиболее распространенных судовых водотрубных
котлах.
Характерной особенностью эксплуатации котлов на судах речного
флота является работа на маневрах при нестационарных режимах.
Поэтому для оценки надежности их работы, изучение нестационарных
режимов циркуляции приобретает большое значение. Испытания цир­
куляции воды в котлах транспортного флота при нестационарных ре­
жимах до настоящего времени не производились.
В данной статье описываются результаты исследования циркуля­
ции воды при нестационарных режимах в судовом секционном котле1,
определяются допустимые с точки зрения надежности циркуляции
скорости изменения давления, анализируются нестационарные режимы
работы котлов речного флота и особенности механизма парообразова­
ния и циркуляции воды в котлах при этих режимах.
Особенности механизма парообразования и циркуляции
воды при нестационарных режимах
При нестационарных режимах происходящие внутри котла про­
цессы значительно отличаются от процессов, происходящих при ста­
ционарном режиме. При нестационарных режимах изменяется сам
механизм парообразования, в то время как при стационарных режи­
мах пузырьки пара образуются только на поверхности обогреваемых
1 Н -А. Рождественский, Результаты испытаний судового секционного
водотрубного котла повышенного давления, Труды ЦНИИРФа, вып. XVIII, Речиздат,
58

его абсолютной величиной Др=р1— р2 кг/см2.
подъемных труб. При нестационарном режиме парообразование начи­
нается в самой толще воды. Изменение характера парообразования
в общем случае вызывает изменение структуры потока в трубах,
изменение циркуляционных характеристик (<р, wn, w0, Нп^> Рыл), со­
противления подъемных и опускных звеньев контура и, как следст­
вие изменения <?—происходит изменение концентрации солей в котловой
воде.
Нестационарные режимы возникают вследствие нарушения мате­
риального или теплового балансов котла. Степень нестационарности
процесса характеризуется в основном скоростью изменения давления
При быстром падении давления вода оказывается несколько пе­
регретой, и в контурах котла благодаря самоиспарению образуется
дополнительное количество пара.
В зависимости от скорости падения давления, недогрева воды
в барабане, угла наклона труб и других факторов парообразование
может возникнуть также и в опускных трубах контуров. Появление
пара в опускных трубах увеличивает их сопротивление, которое
только отчасти компенсируется ростом полезного напора подъемных
труб. По мере увеличения скорости падения давления, количество
пара, образующегося в опускной системе, растет, возникает запазды­
вание удаления пара из опускных труб. Торможение движения воды
вследствие образования тормозящих действие паровых пробок стано­
вится настолько значительным, что наступает резкое ухудшение
снабжения водой труб подъемной системы котла.
Сопротивление опускных труб Др при наличии в них пара скла­
дывается из сопротивления, возникающего в результате действия на
жидкость архимедовых сил, сопротивления трения смеси о стенки
труб и местных сопротивлений опускных труб, т. е.:
Ьр=ноп (у' — 7н)+Лртр+Дрм.с. кг/м2,
где Тн кг/м3 — напорный вес пароводяной смеси в опускных трубах.
Вследствие большей однородности потока относительная скорость
пара в смеси при самоиспарении будет меньше относительной скоро­
сти пара при тех же расходах и скоростях фаз на стационарном
режиме. Поэтому при нестационарном режиме напорный вес также
не будет равен напорному весу ун , соответствующему стационарному
режиму.
Вследствие сравнительно малых скоростей движения воды в опу­
скных трубах котлов речного флота, основную часть суммарного
сопротивления составляет отрицательная подъемная сила п(У—ун ),
которая для данного котла определяется приведенными скоростями
фазWn,on И W0.on*
Основной причиной нарушения циркуляции в подъемных трубах
при падении давления является изменение режима циркуляции воды
в опускных трубах.
Структура движения стационарного потока двухфазной жидкости
в парообразующих опускных трубах, повидимому, так же, как и
в подъемных, может быть пузырьковая и снарядная. В определенных
условиях не исключена возможность сосуществования обеих структур
движения. Наличие той или иной структуры потока определяется,
главным образом, скоростями движения фаз, рабочим давлением пара
в котле и размерами опускных труб d, I.
59

Структура двухфазного потока в опускных трубах еще мало
изучена. Данные об истинных структурах потока в опускных трубах,
даже при стационарных режимах, недостаточны и противоречивы,
вследствие чего невозможно достаточно уверенно делать выводы о
наличии той или иной структуры потока в зависимости от wn, won>
pkf и других величин.
При быстром падении давления явление парообразования ослож­
няется. В этом случае на скорость и направление движения фаз, на
структуру потока и количество пара в трубах решающее влияние
MLдр
оказывает новый фактор — величина
зависящая от степени на­
рушения режима работы котла, характеризуемой коэффициентом
При падении давления количество пара в трубной системе котла
будет больше, чем при стационарном режиме с той же форсировкой
топки. Благодаря этому создающийся в подъемных трубах при сбросе
давления полезный напор будет больше напора при стационарной
работе котла.
Самоиспарение воды при падении давления приведет к более ин­
тенсивному перемешиванию жидкости и пара, и, как следствие этого,
к уменьшению относительной скорости пара. Последнее, вследствие
увеличения однородности потока при самоиспарении, создает некото­
рое торможение пара в подъемных трубах и тем самым дополнительно
увеличивает развиваемый ими полезный напор.
Влияние каждого из упомянутых факторов без специального
экспериментального исследования на стенде в лаборатории, установить
невозможно.
Самоиспарение может нарушить существовавшую перед этим
структуру потока или ускорить переход к последующей.
Можно предположить, что при малых скоростях падения давле­
ния, несмотря на различие механизма парообразования, в опускных
трубах будет иметь место структура, подобная структуре стационар­
ного режима.
Направление движения воды и пара в опускных трубах при нали­
чии в них самоиспарения определяется количеством пара, образую­
щегося в трубах, величиной скоростью движения воды won и ко­
тельным давлением.
При незначительном количестве пара, вода и пар в виде отдель­
ных мелких пузырьков движутся вниз. Скорости wu Won — положи­
тельны. 2
По мере увеличения количества пара в трубе, увеличиваются
количество и размеры пузырьков, доля сечения занятая паром, отно­
сительная скорость и скольжение пара. Вследствие роста отрицатель­
ной архимедовой силы сопротивление трубы повышается (или расход
жидкой фазы уменьшается), и в возрастающей степени происходит за­
паздывание удаления пара из трубы. В какой -то момент, когда отно­
сительная скорость пара будет равна скорости воды, движение пара
вниз прекратится: w" = 0, won>0, и пар в виде крупных паровых пробок
гиз 1952** К У Т а т е л а д 3 е’ Теплопередача при конденсации и кипении, Маш-
За положительное принимается направление движения жидкости сверху вниз.
60

будет накапливаться в трубе. Место образования таких пробок зави­
сит от конфигурации опускных труб.
При дальнейшем увеличении паросодержания пар начинает про­
рываться вверх, в то время как вода продолжает опускаться вниз.
В опускных трубах происходит опрокидывание циркуляции. Если же
скорость падения давления вновь увеличится, то движение пара вверх
может привести к полному затормржению воды и даже к увлечению
части воды в восходящий поток. В котлах последний случай малове­
роятен. Он может произойти при наличии сильно обогреваемых опу­
скных труб или во время аварии котла. Все пять вышеперечисленных
возможных случаев движения воды и пара в опускных трубах котлов
приведены в табл. 1.
Таблица 1
МNo
режимов
Направление движения фаз
■ь
Примечания
пар
вода
I
Вниз
Вниз
Чисто опускной режим
11
Неподвиж.
Вниз
Застой пара. Периодические про - 1
рывы больших количеств пара
вверх или вниз
III
Вверх
Вниз
Опрокидывание циркуляции
IV
Вверх
Неподвиж.
Прекращение подачи воды
по трубам
V
Вверх
Вверх
Чисто подъемный режим
Кроме этих граничных случаев, возможны промежуточные, на­
пример: при движении воды вниз пар одновременно может выходить
и вверх и вниз по трубе.
Каких-либо экспериментальных данных о движении смеси в опу­
скных трубах во время сброса давления в настоящее время нет. Ста­
ционарное движение пароводяной смеси в опускных трубах также не­
достаточно изучено, в особенности в области малых скоростей движе­
ния фаз. 1
Почти полное отсутствие экспериментальных и аналитических
данных не позволяет достаточно точно вывести количественные за­
висимости между определяющими величинами, необходимые для ха­
рактеристики условий, при которых будет иметь место один из ука­
занных в табл. 1 режимов движения фаз в опускных трубах.
Резкое уменьшение расхода пара, или увеличение форсировки,
вызывает быстрый подъем давления пара в котле, вследствие чего
температура воды в котле временно оказывается ниже температуры
насыщения, соответствующей новому уровню давления, и в толще
жидкости, заполняющей подъемные трубы, начинается процесс
конденсации пузырьков пара. Вследствие повышения теплоты
жидкости увеличивается высота экономайзерных участков труб и
уменьшаются движущий напор труб и скорость циркуляции. Но с дру­
гой стороны, уменьшение скорости циркуляции приводит к увеличе-
1 В этой области имеется одна, выполненная в 1937 г. Д. Ф. Петерсоном и
О. М. Бадиной экспериментальная работа по определению сопротивления опускных
труб при движении в них пароводяной смеси (р = Ю ати), а также опыты Н. Н . Кон­
стантинова на водовоздушной модели со стеклянными трубами при атмосферном
61

нию количества тепла, передающегося в подъемных трубах одному
килограмму воды и, следовательно, к увеличению доли сечения, за­
нятого паром на парообразующем участке трубы <?. Поэтому при
подъемах давления ослабление циркуляции проявляется в меньшей
степени. В отличие от режимов сброса давления, при которых рас­
стройство циркуляции в подъемных трубах происходит вследствие
торможения воды в опускных трубах, резкое увеличение давления
непосредственно влияет на работу подъемных труб. Быстрый подъем
давления приводит к изменению механизма парообразования и
структуры потока, главным образом, только в подъемных звеньях.
Доли сечения, занятые паром, и объем пара в трубной системе при
этих режимах будут меньше, чем при стационарных условиях и
той же форсировке.
В предельном случае при некотором значении скорости подъема
давления парообразование в наименее обогреваемых подъемных
трубах может прекратиться и они окажутся полностью заполненными
водой. Таким образом, при подъеме давлений наибольшая опасность
аварии возникает в слабообогреваемых подъемных трубах, где могут
образоваться застойные режимы или произойти опрокидывание цирку­
ляции.
Из вышеизложенного видно, что при нестационарных режимах
работы степень надежности циркуляции воды в данном котле зависит
главным образом от: скорости подъема или падения давления, абсо­
лютной величины изменения давления Др, начальной нагрузки котла
(форсировки топки), котельного давления Рк, а также числа и ча­
стоты повторения режимов. Влияние последнего фактора объясняется
тем, что восстановление циркуляции после любого нестационарного
режима происходит в течение определенного промежутка времени
(в большинстве случаев более продолжительного, чем период
ее нарушения), и потому повторение нестационарного режима в этот
период может привести к более глубокому расстройству цирку­
ляции.
Характеристика нестационарных режимов работы
судовых котлов речного флота
В процессе эксплуатации период работы котла при нестационар­
ных режимах зависит от его типа и назначения. Судовые котлы реч­
ного флота в течение значительного периода времени работают при
различных нестационарных режимах. На скорость изменения давления
при этих режимах, кроме графика эксплуатации главных машин,
большое влияние оказывают тип топки, вид топлива и число устано­
вленных на судне котлов.
Большинство водотрубных котлов отапливается углем. В связи
с этим вследствие наличия определенной инерции тепловыделения
слоем топлива, форсировка топки не может так резко изменяться,
как расход пара. В нефтяных топках может быть достигнут больший
темп роста форсировки. Но и в том и в другом случае быстрое уве­
личение форсировки, как правило, приводит к значительному, часто
недопустимому, росту температуры перегретого пара, вследствие чего
обслуживающий персонал вынужден снижать форсировку топки и
темп подъема давления.
С наибольшими скоростями подъем и сброс давления происходит
во время швартовки судна или формирования воза. В это время рас -
62

ход пара на главные машины может изменяться от нормального до­
нуля (режим „стоп“ главной машины) и затем вновь в течение корот­
кого промежутка возрастать до максимального значения (режим „пол­
ный ход"). Подобные режимы могут повторяться неоднократно, через
различные, иногда весьма короткие, промежутки времени.
Наиболее тяжелые для котла условия создаются при увеличении
числа оборотов главных машин от 0 до полного числа оборотов.
В этом случае, несмотря на включение тягодутьевых средств, неком­
пенсированная тепловыделением в топке паровая нагрузка Д£> и ско­
рость падения давления достигают наибольшей величины. Промежу­
ток времени, в течение которого машина может развить полное
число оборотов, зависит от ее мощности и типа.
На серийных судах оборудованных водотрубными котлами, типа
БОР-450, и буксирах с машинами высокого и повышенного давления,
мощность последних составляет 150—250 и. л . с . Машины подобного
типа, как показали проводившиеся с участием автора испытания, на­
ходясь в прогретом состоянии могут развивать полное число оборотов
за 20н-30 сек. Во время режима „стоп", благодаря наличию в топке
большого количества раскаленного угля и высокой температуры об­
муровки, давление пара начинает быстро расти. Если перед режимом
„стоп" котельное давление было близко к нормальному, то происхо­
дит подрыв предохранительных клапанов, нередко наблюдавшийся при
эксплуатации двухконтурных котлов, установленных на некоторых
судах СЗРП.
Быстрое изменение давления наблюдалось автором в судовом сек­
ционном котле при проведении испытаний на резкопеременных режи­
мах с целью определить маневренность котла данного типа. 1
Следует различать два типа режимов подъема и сброса давления
в зависимости от степени их влияния на циркуляцию воды в судовых
котлах.
Первый тип режима подъема давления возникает при резком
увеличении форсировки топки и наличии постоянной нагрузки котла
по пару, обычно, равной 0,2-н 0,5 DH кг/час.
Второй тип соответствует режиму „стоп", когда пар почти не
расходуется (например, на судах высокого и повышенного давления
СЗРП No 050 и No 038), тягодутьевые средства выключены и давле­
ние растет благодаря тепловой инерции топки. В этот период тепло­
выделение незначительно.
Сброс давления может происходить как при полной, так и при
малой форсировке топки. Тепловыделение топки оказывает влияние на
начальные (т. е . перед режимом) величины: w0, w", ср, //„ар и вследствие1
этого резко сказывается на результатах нестационарного режима.
Одной из особенностей режимов эксплуатации котла на реч­
ном судне является наличие вполне определенной величины
максимально возможного расхода пара. Эта величина главным образом
зависит от числа установленных на судне котлов. При одном котле,
максимальный расход пара на главные машины и вспомогательные
механизмы £>3 может превысить нормальную производительность
котла DH не более, чем на 40—50%. При двух котлах максимальный
расход пара может превысить £>н в 2 ч-2,5 раза. Поэтому при малой
начальной нагрузке Dl<^Dh относительный расход пара ~ может
быть в несколько раз выше, чем в том случае, когда Di=Dн
1 См. упомянутую статью автора в Трудах ЦНИИРФа, вып. ХѴПІ, 1953.
63

Возможные и допустимые скорости изменения давления
в судовых водотрубных котлах речного флота
Каждому типу котла соответствует определенная возможная ско­
рость изменения давления. Она зависит от нарушения теплового и
материального баланса, а также от аккумулирующей способности
котла и величины недогрева воды в верхнем барабане. Аккумулирую­
щая способность котла определяется размерами водяного и парового
объемов, котельным давлением и активным весом металла собствен­
но котла. Возможная скорость изменения давления может быть вы­
числена по формуле Л. С. Шумской, 1 выведенной на основании со­
ставления материального и энергетического баланса при допущении,
что скорость изменения давления во времени во всех точках котла
одинакова и не зависит от скорости циркуляции. Последующими опы­
тами Л. С . Шумской была доказана возможность подобных допущений.
Эта формула имеет следующий вид:
где:
G' кг/сек — расход питательной воды, подаваемой в котел;
G" кг/сек — расход пара, отбираемого из котла;
V' и V" м8—объемводыипаравкотле;
Qm=в ■Qp■ —(Qnn+Сэк),ккал/сек—
количество тепла, передающееся воде в собственно котле;
іу ккал|кг — теплосодержание питательной воды;
Г ккал/кг — теплосодержание жидкости при температуре на­
сыщения;
і" = і' 4* г ккал/кг — теплосодержание пара;
См ккал/кг. град . — уд ельная
теплоемкость металла котла;
GM кг — вес металла, активно участвующего в процессе
аккумуляции тепла (вес труб + 1/3 веса бара­
банов);
Т °C —средняя температура металла;
А і = і' — Л ккал/кг — нехватка теплосодержания питательной воды до
теплосодержания воды при температуре насы­
щения;
/ и у" кг/м8 — удельные веса воды и пара.
Для удобства расчетов эта формула может быть представлена
в виде
др _ Qm + («i-AZ) G'-*2G"
/1я)
Лт
ЛТи
’
'
*
езИ+ч^+см6м-^ —
где:
„
г7'
г7
дѴіг7*
дt
1~~1
-
і"’
ег~Г=Г’
=
+
dp
e
-
cl 7*
dp‘7—7* dp‘
Для воды и водяного пара коэффициенты е зависят только от
давления.
гиз 1952*
Кутателадзе, Теплопередача при кипении и конденсации, Маш-
64

По этой формуле нами вычислены возможные скорости падения
давления в судовых котлах речного флота в зависимости от изменения
расхода пара или тепловыделения топки. Результаты расчета при­
ведены в табл. 2 и представлены на рис. 1 и 2.
Таблица 2
Скорости падения давления, возникающие в судовых котлах речного флота
в атм/сек.
Продолжение
Тип котла
D
Я*
S7-10 1,5
1
1,25
0,25
0
Режимы QT3== <?0
в = в0 = const £>#=const
кг/час ати
Скорость падения давления ат/сек.
і
Секционный . . 1800
30 — 0,11
—
0,055
-
0,027 4- 0,085 + 0,11
КВ-5....................
4000
15 -0,045 — 0,023 — 0,0117 + 0,0340 + 0,045
КВ-5-М
. ...
4000
28
-
0,067 — 0,025 — 0,018 + 0,05
+ 0,067
ЦНИИРФ-АР
.
2500
28 -0,070 -0,034 - 0,016 + 0,052 + 0,07
ДКВ1................
6500
13
—
—
0,0134 — 0,0062 + 0,0204 — -
50—39-ф1 . . . 50000
44
—
-0,1115 — 0,056 + 0,168
0,223
Секционный . .
900
30 — 0,0555
—
0,0274 — 0,0142 + 0,041
0,0555
Секционный . . 1800
20 — 0,0835
—
0,043 - 0,022 + 0,0625 + 0,0835
1 По данным Л. С. Шумской.
Тип котла
D
кг/час
рк
ати
о
с
ч
I
I
O
'
l
c
J
’
1,5
1,25
0,15
0
Режимы 2) = const
В =£ сс>nst
Скорость падения давления ат/с ек.
Секционный . . 1800
30 + 0,114 + 0,057 + 0,0274 — 0,086
—
0,114
КВ-5.................... 4000
15 + 0,0555 + 0,0280 + 0,0226 -0,042 -0,0555
КВ-5 -М
....
4000
28 + 0,087 + 0,044 + 0,022 — 0,065
—
0,087
ЦНИИРФ-АР
.
2500
28 + 0,085 + 0,042 + 0,0215 — 0,068
—
0,085
ДКВ1................ 6500
13
—
+ 0,0172 + 0,0087 - 0,0259 — 0,0345
50-З9.ф 1 . . . 50000
44
—
+ 0,1085 + 0,0543 — 0,163 -0,217
Секционный . .
900
30 + 0,057 + 0,028 + 0,0142 — 0,043 - 0,057
Секционный .
________ _________
1800
20 + 0,0835 + 0,043 + 0,022 — 0,0625 — 0,0835
5 Вып. XXII
65

Из табл. 2 и рис. 1 —2 видно, что наибольшими скоростями из­
менения давления при увеличении расхода пара или форсировки топки
обладает однобарабанный секционный котел повышенного давления,
имеющий значительно экранированную топку и малый водяной объем.
На рис. 1 показана кривая давления в секционном котле в зави­
симости от начального давления и начального расхода пара. С умень­
шением этих величин скорость изменения давления снижается. Осо­
бенно заметное влияние оказывает снижение начальной нагрузки
котла. Но так как при малом Dv относительное увеличение расхода ~
в судовых условиях может оказаться больше, чем при нормальном Dif
то, несмотря на вышеуказанное свойство, при малых начальных на­
грузках скорость изменения давления может быть выше, чем при.
больших начальных нагрузках.
1—Do= *|аРн кгIчас,р =ЗЭат;2—при
= 20 ата; ])0 = 1800 кг/час;
3—приPff=30ата, Do—1800кг/час.
Так как изменение расхода питательной воды G' влияет в 5—10
раз слабее, чем изменение расхода пара G" или форсировки топки Qr,.
то в расчетах G' принималось постоянным, соответствующим началь­
ному значению стационарной нагрузки котла.
При одинаковом относительном изменении расхода топлива, и
таком же расходе пара, скорости изменения давления в первом случае
несколько выше (на 4н-30%). Как видно из формулы (1) это объ­
ясняется влиянием количества тепла, которое необходимо затратить
на подогрев питательной воды до кипения. Возможная в условиях
эксплуатации судового котла величина ~^2 может быть в несколько
раз больше величины -q—.
Если предположить, что максимальный от­
бор пара на главные машины на 25—30% выше нормального, т. е.
ь)тах = 1,25-J -1,3 DH, где DH — нормальная паропроизводительность
котла, рассчитанная на обеспечение полной мощности главных машин,
и принять, что при режиме „стоп44 расход пара на собственные нужды
котла и работу других вспомогательных механизмов судна Dmin =
66

== 0,2 0,25 D, то наибольшее относительное увеличение расхода
будет:
D
Daa
1,25/>„
D. Z>mjn
0,25 Dn “
В этом случае скорость снижения давлениятв секционном котле
будет максимально возможной в судовых условиях. Как показал
Рис. 2. Скорость изменения давления, возникающая в судовых
водотрубных котлах речного флота: а) при быстром изменении
тепловыделения топки (QT ) ккал/сек, 6) при быстром изменении
расхода пара (Z)) кг/час.
расчет, для секционного котла, имеющего малую величину А/ = /'_
—
4.в.,
начальные нагрузки и соответствующие возможные ско­
рости изменения давления при D2=const, приблизительно пропор­
циональны, т. е .
fdР\
~ ъfez • (dJL\_
.
(D’)n
(ді)„
~
(дР\ '
(0i\ '
5*
67

Для того, чтобы избежать недопустимого повышения температуры
перегретого пара в судовых котлах речного флота (при D — const)
обычно допускается увеличение форсировки топки, но не более чем
на 30—40%, даже в том случае, если к моменту начала режима подъема
давления нагрузка значительно меньше нормальной. Тогда возможная
максимальная скорость подъема давления, определенная по рис. 2:
^-^0,04-^ -0,045 атм/сек.,
т. е . более чем в 2 раза отстает от максимально возможной скорости
падения давления.
Как показали испытания секционного котла при переменных ре­
жимах, скорость подъема давления при полностью прикрытом главном
стопорном клапане на котле равна 0,015—0,03 атм/сек. На основе
проведенного анализа возможных скоростей изменения давления
<
др
в судовых котлах приходим к выводу, что наибольшая величина -д -
будет при резком сбросе давления в котле.
Следует также отметить, что наибольшая скорость падения давле­
ния возникает при увеличении расхода пара с малого начального зна­
чения £>о DH, а наибольшая скорость подъема возникает при
Dq 2>> Da. По графикам, представленным на рис. 1,2, можно опреде­
лить скорость изменения давления в различных судовых котлах реч­
ного флота при любом, встречающемся в эксплуатации, изменении
расхода пара или форсировки котла.
Не менее важной для оценки надежности режимов циркуляции
величиной, чем возможная скорость изменения давления, является
так называемая допустимая скорость сброса или подъема давления
Iдт)
4
7 доп
Для каждого звена циркуляционного контура какого-либо котла
существует определенная величина (4^-)
, соответствующая опреде-
'доп
ленным условиям эксплуатации. Допустимая скорость падения опре­
деляется по условию отсутствия парообразования в тех или иных
участках опускных труб, а допустимая скорость подъема давления —
по условию предотвращения полного прекращения парообразования
в слабонагруженных подъемных трубах.
Для подсчета
существует несколько формул, из которых
наиболее полно учитывают все факторы, влияющие на надежность
циркуляции при нестационарных режимах работы котла, формулы,
выведенные Д. Ф. Петерсоном .
Формула для вычисления допустимой скорости падения давления
имеет вид:
68

.
d и 3 м — внутренний диаметр и толщина стенки трубы;
q ккал/м1сек — удельное тепловосприятие, отнесенное к внут­
ренней поверхности трубы;
w м/сек — скорость воды в трубе;
а° — угол наклона трубы к горизонту;
7м кг/м3 и См *----- удельный вес и теплоемкость металла;
дѵ
(і+-Й=[і+20-Й7]—Лі
а = 2 при давлении 10—140 ата;
Д/6 —недогрев воды в верхнем барабане, ккал/кг.
Остальные обозначения те же, что и в формуле (1).
Предполагается, что при скорости 57
парообразования
в опускных трубах не происходит и циркуляция не нарушается.
Допустимая скорость подъема давления вычисляется по формуле:
(3)
Эта формула предусматривает некоторый запас (25%) до полного
прекращения парообразования.
По формуле (2) нами были подсчитаны допустимые скорости
падения и подъема давления в некоторых судовых водотрубных котлах
речного флота. Результаты расчета приведены в табл . 3 и 4.
В табл. 3 определены допустимые скорости падения давления,
(относящиеся к наинизшим частям водоподводящих звеньев.
\ Х/ДОПНа основании сопоставления допустимых и возможных скоростей
можно высказать предварительные соображения о надежности цирку­
ляции при различных нестационарных режимах. Для подобного сопо­
ставления ~и для оценки возможности данных режимов в судовых
условиях, наиболее удобно воспользоваться изображенными на рис. 1
и 2 графиками, нанеся на них значения допустимых скоростей изме­
нения давления в различных котлах и найдя соответствующие отно­
сительные изменения расхода пара или форсировки топки.
Так как для котлов, имеющих необогреваемые опускные трубы,
например, секционного, Ар-2, влияние нагрузки сказывается на ()
\°хJдоп
через величину won, которая изменяется незначительно — всего на
10—20%, tq в первом приближении было допущено, что при измене-
м-
(др \с
нии начальной нагрузки в небольших пределах, величина () оп оста­
нется постоянной. Благодаря этому допущению можно легко найти
£)•»
г~ч
величину для различных , при которых скорость падения дав­
ления приближается к допустимому значению.
Анализируя данные табл. 3, 4 и графиков рис. 1, 2 приходим
к выводу, что наиболее опасными являются режимы сброса давления,
так как в практике эксплуатации котлов на судне расход пара или
форсировка топки могут изменяться настолько резко, что скорость
падения давления будет равна или даже превышать допустимую ве-
/ др\с
личину
Чаще всего подобные режимы будут возникать
69

П
р
и
м
е
ч
а
н
и
е
П
о
д
с
ч
и
т
а
н
о
д
л
я
с
р
е
д
-
н
е
г
о
з
н
а
ч
е
н
и
я
П
р
и
н
а
л
и
ч
и
и
п
а
р
о
­
о
х
л
а
д
и
т
е
л
я
в
б
а
р
а
б
а
н
е
и
р
а
з
м
ы
в
а
п
е
н
ы
Б
е
з
у
ч
е
т
а
в
л
и
я
н
и
я
п
а
р
о
о
х
л
а
д
и
т
е
л
я
<
д
р
_
у
А
о
п
а
т
/
м
и
н
.
4
4
ь-гч
СЧ со
со
4
,
1
3
,
9
0
8
,
5
<
т
/
д
о
п
а
т
/
с
е
к
.
0
,
0
6
8
5
0
,
0
3
6
2
0
,
0
5
5
ОО
о
о
0
9
9
0
‘
0
0
,
1
4
2
w
o
n
м
/
с
е
к
.
9
*
0
0
,
6
3
4
*
0
0
,
7
1
.
2
4
*
0
Я
к
к
а
л
/
м
2
с
е
к
.
Н
е
т
н»1 >
X
1
,
7
9
1
.
4
7
1
Н
е
т
1
'
1
Д
'
в
б
к
к
а
л
/
к
г
юоо
0
*
1
1
0
1
оѵп
Р
а
т
и
3
0
3
0
г-ч *2
2
8
2
8
D
к
г
/
ч
а
с
о
о
00
оооо
4
0
0
0
4
0
0
0
2
5
0
0
4
0
0
0
Т
и
п
к
о
т
л
а
и
н
а
и
м
е
н
о
в
а
н
и
е
з
в
е
н
а
С
е
к
ц
и
о
н
н
ы
й
к
о
т
е
л
О
т
п
у
с
к
н
ы
е
т
р
у
б
ы
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
—
/
*
*
—
б
)
Р
е
ц
и
р
к
у
л
я
ц
и
о
н
н
ы
е
т
р
у
б
ы
.
.
.
.
К
о
т
е
л
К
В
-
5
а
)
П
е
р
в
ы
й
р
я
д
о
п
у
с
к
н
ы
х
т
р
у
б
.
.
.
б
)
Ч
е
т
в
е
р
т
ы
й
р
я
д
о
п
у
с
к
н
ы
х
т
р
у
б
.
.
Ц
Н
И
И
Р
Ф
-
А
р
О
п
у
с
к
н
ы
е
т
р
у
б
ы
к
о
т
е
л
ь
н
о
г
о
п
у
ч
к
а
.
.
К
В
-
5
-
М
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
в секционном котле, обла­
дающем малой аккумули­
рующей способностью. В
этом котле парообразова­
ние сначала наступает в
рециркуляционных тру­
бах, а затем, в том случае
если -jy будет продол­
жать увеличиваться, — и
в отпускных трубах.
В отличие от рецир­
куляционных труб, в опу­
скных трубах, в условиях
эксплуатации котла на
судне, парообразование
может начаться только
при сильно пониженных
начальных значениях на­
грузки Di < Dh (напри­
мер:
Di = 1/2 Dn = 900 кг/час,
др
дрс
~
<*тдоп —
= 0,0685 атм/сек.;
ft=2>45>
т. е. D2= 2250 кг/час, что
возможно), так как резкое
увеличение расхода пара
на паросиловую установку
до Dj = l,67jpDH= 3000
кг/час (см. рис . 1) в су­
довых условиях почти не
встречается.
В котле ЦНИИРФ-
Ар-2 возникновение ре­
жима, соответствующего
/др\с
~ ] возможно, но зна-
Лоп
чительно реже, чем в сек­
ционном, и только в том
случае, если
а недогрев воды в верх­
нем барабане, вследствие
установки пароохлади­
теля и организации раз­
мыва пены питательной
водой, равен нулю. Из
судовых котлов речного
флота котлы КВ-5 харак­
теризуются наименьшей
возможной скоростью из-
70

ч
V
о
X
эХ
3
X
X
о
X
X
X
<и
о
«
X
X
X
0>
<_>
к
со
0)
в
оо г*
°°-
сіо СЧCt
кX
СО
CU
3
R
2
со
>>
ч
X
о
нк
CJ
о
н
СО
0>X
о.
нок
X
оw
X
1)
X
X
X
л
X
10
с°аз
ОX
S
Оа>
Он
ч
®X
>>
и»
XXс
хч
О0)
Q.H
в®
«ч
XS
ОЧX§Ій
(D°
О.О чн
о®и
’О’х Сѵ ѴИ
оX
«О- sЯ
<ОК
<u S*
XО
С° ?к
чсх
Осо
CU
ОГк
Сс
^>Х
се-
*X
ч
ч
о<0
X
S
71

менения давления. Вследствие того, что в верхнем барабане котла»
КВ-5-М недогрев больше, чем в котле КВ-5, и отчасти из-за сни­
жения тепловой нагрузки, допустимая скорость падения давления
в котле КВ-5-М выше, чем в котле КВ-5 . В этих котлах при экс-
f др\е
плуатационных режимах на судне достижение (у-) почти исклю-
V Vдоп
чено.
Как показали подсчеты, допустимые скорости подъема давления
в судовых котлах значительно превышают допустимые скорости сброса.
Меньшее значение
наблюдается при пониженной форсировке
топки. На судне подъем давления как правило сопровождается уве­
личением форсировки топки; исключение составляют режимы „стоп",
когда давление растет, главным образом, благодаря наличию тепловой
инерции топки.
Поэтому, а также ввиду опасности, возникающей для змеевиков,
пароперегревателя, в результате быстрого подъема давления, следует
считать, что в судовых котлах встречающиеся при эксплуатации ре­
жимы быстрого подъема давления не будут приводить к существен­
ному нарушению циркуляции воды.
Из вышеприведенного анализа режимов, встречающихся в судовых
условиях, и на основании сопоставления возможных и допустимых
скоростей изменения давления можно сделать вывод, что для оценки
надежности циркуляции на нестационарных режимах в первую очередь
должны подвергаться анализу режимы сброса давления при различных
начальных значениях расхода пара. Изучение режимов сброса давле­
ния особенно важно для оценки надежности циркуляции в секционном
котле, обладающем наибольшей возможною 4^ и наименьшей до-
оt
м /др\с
пустимои () скоростями падения давления.
т /доп
Исследование циркуляции воды
Для изучения явления циркуляции при различных нестационарных
режимах и для оценки ее надежности в судовых котлах, были про­
изведены специальные испытания судового секционного котла при
резких сбросах и набросах нагрузки. Выше было показано, что наи­
более опасными режимами для судовых котлов, и в частности для
секционного, являются режимы сброса давления, которым поэтому
при испытаниях было уделено наибольшее внимание.
Ввиду того, что при нестационарных режимах процессы проте­
кают с большой скоростью, показания дифманометров, температура
стенок труб и котельное давление записывались через 20—40 сек.,
причем все записи совпадали по времени. Кроме записи показаний
приборов, фиксировалась работа топки, тягодутьевых средств и на­
сосов.
На основании анализа режимов эксплуатации котла на речном
судне и с учетом степени опасности, создаваемой различными режи­
мами с точки зрения надежности циркуляции, были разработаны три
схемы режимов, при которых и производились испытания.
Схема режима „а“: D = const, В = const, DnHT = const.
Мгновенное увеличение расхода пара в атмосферу при почти по­
стоянной форсировке топки QT — f (В) и подаче питательной воды Dma,-
72

Этот режим на судне будет при внезапном увеличении расхода пара
на главные машины.
Схема режима „6“: D = const; В ф const; Dnwt = const.
Уменьшение форсировки топки при постоянном расходе. Этот
режим значительно менее характерен для судовых котлов.
Схема режима „в": Одновременное, повторяющееся несколько*
раз уменьшение и увеличение расхода пара и форсировки. При этих
режимах, свойственных маневровой работе судна, темп и относитель­
ное снижение D и В различны, вследствие чего, как показали про­
веденные автором в 1951 г. испытания секционного котла, давление
пара в котле резко изменяется.
Проверка маневровых режимов работы секционного котла, обла­
дающего малой аккумулирующей способностью, является наиболее
ответственной. При периоде „стоп" вентилятор останавливается, сифон
выключается и пар расходуется только на насосы. При периоде „пол­
ный ход,, вентилятор и сифон включаются одновременно и устанавли­
вается первоначальный расход пара. Во время опытов периоды „стоп"
и „полный ход“ так же, как и периоды сброса давления неоднократно
повторялись, причем продолжительность их была различна.
Кроме режимов, соответствующих вышеуказанным схемам, испы­
тание проводилось при подъеме давления, чистке топки и остановке
котла.
За время испытаний циркуляция была исследована более, чем
при 30 различных нестационарных режимах работы котла. Основную
часть этих режимов составляли режимы снижения давления при вне­
запном увеличении расхода пара. Примеры маневровых режимов
изображены на рис. 3, 4 и 5. Периоды
„стоп" в этих режимах не­
сколько затянуты. Благодаря этому получается более ясная картина
изменения скоростей движения воды и котельного давления. Давление
росло со скоростью 0,5—1,4 атм/мин., т. е . максимальная скорость была
меньше допустимой, подсчитанной для частичной нагрузки (см. табл . 4).
Скорости Wj, w2 и w3 в период „стоп" снижались на 0,3—0,4 м/сек.,
т. е. в 2—3 раза и оставались приблизительно на одном уровне
до нового увеличения форсировки. Это снижение скоростей в основ­
ном следует объяснить резким уменьшением тепловыделения топки,
а не изменением давления, так как скорость роста была ниже допу­
стимой. Благодаря подобному допущению представляется возможным
в результате испытания циркуляции при маневровых режимах опре­
делить абсолютное изменение скорости при уменьшении форсировки
Дш
и величину характеризующую степень изменения скорости цир­
куляции воды в котле. При резком уменьшении форсировки топки
среднее значение этой величины составляло:
= (0,6—1,2) • 10-3 м/сек.
При увеличении форсировки величина у-,
зависящая от про­
должительности периода „стоп", вследствие затухания слоя была
приблизительно такая же, как и при падении форсировки или не­
сколько менее. Ввиду того, что при маневровых режимах темп сни­
жения форсировки был максимально возможным, в судовых котлах
с угольными топками ручного обслуживания, полученные при этом
/ДйА
значения ( дт) также являются наибольшими для подобных котлов.
73

100 ■
50
О15303458424650545816020610 14 18
Тчас
Рис. 3. Испытание циркуляции в судовом секционном котле D = 1,8 т/час
при нестационарных режимах.
а) Расход пара и изменение давления в барабане во время опыта
11/ХП 1951 г.
ДР СМ2
----------- D кг/час; — —
—Р
ата;
б) Скорости циркуляции воды в водоподводящих трубах:
-------------- дифманометрNo 1, скорость в опускной трубе;
. . . . диф м аном е т р No 2, скорость в топочных панелях перед боковымэкраном;
-----
.- - - -- - - -- д ифм а ном етр No 3, скорость в топочных панелях перед фронтовымэкраном;
—
—
—д и ф ма н ом ет рNo 6, скорость в рециркуляционных трубах.
в) Статические перепады давления в различных звеньях контура:
—
—
—дифманометр
No 9—9, перепад между нижними коллекторами 1 и 6 секций;
г) Температуры газа при переменных режимах:
—
—
—температура
до экономайзера;----------- температура отходящих газов.

Период времени, в течение которого скорость претерпевала изме­
нение от максимума до минимума, т. е. период установления цирку­
ляции, длился 4—6 мин. при снижении и 4—8 мин. при увеличении
форсировки.
Снижение форсировки в первый момент периода „стоп“ вызвало
быстрое уменьшение температуры газов в пучке труб. В верхней
части пучка труб температура газов понижалась до 580—620° С,
а на выходе из пучка—до 320—400°С. Поэтому, если бы и суще­
ствовала опасность перегрева труб из-за нарушения циркуляции,
то при этих режимах она существенно уменьшается. Таким образом
испытания, проведенные при маневровых режимах, показали, что при
Рис. 4 . Испытание циркуляции в судовом секционном котле D = 1,8 т/час
при нестационарных режимах.
а) Расход пара, изменение давления во время опыта 21/ХІІ 1951 г.
—
—
—ати;----------- D кг|час.
6) Скорости циркуляции воды в водоподводящих трубах:
----------- дифманометр
No 1, скорость в опускной трѵбе;
....
дифманометр No 2, скорость в топочных панелях перед боковым экраном;
—
—
—дифманометр
No б, скорость в рециркуляционных трубах.
этих режимах не происходит недопустимого, с точки зрения безопас­
ной работы котла, расстройства циркуляции, и котел может работать
достаточно надежно.
При быстром подъеме давления темп роста температуры перегре­
того пара выше темпа роста давления. В этом случае приходилось
ограничивать уменьшение расхода пара (при В = const) или увеличение
скорости изменения форсировки топки (при D = const). Поэтому при
этих режимах подъем давления происходит сравнительно медленно.
Максимальная скорость подъема была -^ -=1,6 атм/мин., т. е . в не­
сколько раз менее расчетной допустимой скорости подъема давления
при этом режиме. Подобные режимы заметного влияния на скорость
течения воды по водоподводящим трубам на оказывали. Поэтому
можно считать,
= 1,6 атм/мин.
что режим подъема давления со скоростью -57 =
не оказывают отрицательного влияния на надежность
75

Рис. 5 . Испытание циркуляции в судовом секционном котле Z)=l,8 т/час
при нестационарных режимах.
а) Расход пара, изменение давления и форсировки топки во время опыта
18/1 1952 г.
Р эта;----- ,-- - - -- - D кг/час; — — — изменение форсировки^топки.
6) Скорости циркуляции воды в водоподводящих трубах:
----------- дифманометр
No 2, скорость в топочных панелях перед боковымэкраном;
—
—
—дифманометр
No 3, скорость в топочных панелях перед фронтовым экраном.
в) ~--------дифманометр No 6, скорость в рециркуляционных трубах;
—
—дифманометр
No 1, скорость в опускной трубе.
г) Статические перепады давления в различных звеньях контура:
дифманометр No 7—7. перепад давлений между нижним и верхним коллекторами
6-й секции котельного пучка .
76

циркуЛЯІ*ии
давления в
в котле. Достигнуть более высоких скоростей подъема
данном котле без удаления пароперегревателя оказалось
невозможным.
С точки зрения безопасности работы пароперегревателя в наиболее
распространенных на судах речного флота котлах КВ-5, возможен
несколько больший темп увеличения форсировки топки *, но и в них
почти никогда не могут быть достигнуты допустимые скорости подъема
давления. Резкие колебания температуры перегретого пара отрица­
тельно влияют на работу главных машин: возможны задиры цилиндров,
изменение структуры чугуна и т. д .
Характеристика нестационарных режимов сброса давления, при
которых проводилось исследование циркуляции, приведена в табл. 5.
Для того, чтобы составить более ясную картину изменения ско­
ростей циркуляции и более полно проверить ее надежность при не­
стационарных режимах, часть опытов проводилась при скоростях
изменения давления, превышающих возможные во время эксплуатации
котла на судне. Во время некоторых опытов по схеме „а“ удалось
замерить конечную величину расхода пара D2. Полученные при этом
опытные данные и нанесены на рис. I, из которого видно, что
опытные данные довольно близки к расчетным, соответствующим
различным начальным нагрузкам . Некоторое расхождение следует
объяснить изменением давления во время режима Ьр и трудностью
измерить резко меняющиеся расходы пара. Резкое увеличение расхода
пара иногда приводило к выбросу ртути из дифманометра, а в неко­
торых случаях перепад достигал настолько большой величины, что
он не мог быть замерен без изменения диаметра паромерной шайбы.
Практическое схождение расчетных и замеренных скоростей изме­
нения давления позволило в дальнейшем пользоваться графиком
(рис. I) для определения величин D2i соответствующих замеренным
значениям .
Ат<
Как видно из табл. 5, режимы сброса давления протекали быстро;
они длились 60—300 сек.,
в зависимости от скорости снижения
давления, нарушения баланса расхода пара и тепловыделения топки.
Циркуляция была проверена при скорости падения давления,
варьировавшей в пределах от 0,02 до 0,16 атм/сек. и различных
режимах сброса. В большинстве опытов падение давления достигалось
увеличением расхода пара. Во время некоторых опытов одновре­
менно или непосредственно сразу после сброса, с увеличением рас­
хода уменьшалась степень форсировки топки, что достигалось выклю­
чением дутья и тяги или только дутья. Часть сбросов давления
проводилась при приблизительно постоянной форсировке топки. После
режима сброса давления, путем снижения расхода, создавался режим
подъема давления с возможно большею скоростью. В секционном
котле она была в 5—6 раз меньше достигнутых скоростей падения
давления.
Изменение давления пара, скоростей в водоподводящих звеньях,
статических перепадов и других величин, характеризующих режим
циркуляции во время некоторых опытов, изображено на рис. 5, 6, 7.
Анализируя эти графики, можно установить ряд характерных
особенностей циркуляции воды в судовом секционном котле при не­
стационарных режимах.
1 Пароперегреватель расположен за 6-м рядом труб в области более низких
температур.
77

а
н
и
е
у
р
о
в
н
я
в
о
д
ы
в
о
д
.
с
т
е
к
л
е
Л
2
с
м
Л
8
с
м
К
о
л
е
б
а
в
Л
]
с
м
а
«л
NO
X
ф
s
«О
С
в
о
д
н
а
я
т
а
б
л
и
ц
а
п
е
р
е
м
е
н
н
ы
х
р
е
ж
и
м
о
в
со
<0
X
о
«
ез
со
X
<0
о QQOO
О 0000NOсч
СО ——СО —
ООО
© — сч ОО Оо ©СЧѴОООО ООЛіЛЛ
СО© ^СЧ ON NO00О
mSSISS
’
сч гч
СО— ——
NO
©
NO
сч
о
NO
сч
СЧ
со
счечо’Г
счсчсчсч
СОсоСОq
СЧ— —
сч©
— ON—
СЧ—сч
СОСПсо
сч
сч
On©©
|§I
счсч
СПСП
ош
СЧ
о
©
МСО On —ОСЧОСЧ
«-« — СЧ'ФО
СЧСЧсч
° СЧ — — Оосчіл'кгГ
СЧСЧ co со со СО СО со C^coeo^jo^
сом
©о
»ЛW) со
СО
NO©——On■’*
ON00соо00
О©ОON—
СЧ
СЧсо сч
оооюсчо со©соооо
NO©ГМONCh
«*
78

CD

Рис. 7 . Испытание циркуляции в судовом секционном котле D = l,8 т/час
• при нестационарных режимах.
а) Расход пара, изменение давления и уровня воды в барабане
во время опыта 4/1II 1952 г.
-Р
эта;
—D кг/час;------ .------ колебание уровня воды в водомерном стекле (Л мм).
б) Скорости циркуляции воды в водоподводящих трубах:
дифманометр No 6, скорость в рециркуляционных трубах.
в)
__
дифманометр No 1, скорость в опускной трубе;
__
• * " Дифманометр No 2, скорость в топочных панелях перед боковым экраном;
дифманометр No 3, скороеіь в топочных панелях перед фронтовым экраном.
г) Статические перепады давления в различных звеньях контура.
дифманометр No 8—8, перепад давлений между верхней соединительной трубой и топочной
_
__
.
панелью;
дифманометр No 1—7, перепад давлений между нижним и верхним коллекторами 6-й секции
котельного пучка*

На резкий сброс давления наиболее сильно реагировали рецирку­
ляционные трубы. В них скорость движения жидкости изменялась
сильнее, чем в опускных трубах. Испытаниями установлено, что сброс
давления не во всех случаях вызывал понижение скоростей wi. При
малых наблюдалась тенденция к возрастанию скорости w6.
При некоторых скоростях сброса, когда В было постоянным, ско­
рость w6 не изменялась. По графикам можно установить, что умень-
др
шение скорости wG начинается тогда, когда достигает величины
0,060 -н- 0,065 кг/сек. При |^ = 0,14-*-0,15 атм/сек., происходило силь­
ное снижение *гг/б —почти до 0. Сочетание сброса давления и умень­
шение форсировки топки приводило к более глубокому изменению
скорости движения жидкости в рециркуляционной трубе. Таким обра­
зом, испытаниями было установлено, что при расчетной допустимой
скорости падения давления, в рециркуляционных трубах еще не про­
исходит замедления движения воды, которое наступает только тогда,
когда = 0,065 атм/сек., т. е . превышает расчетную величину почти
в 1,7 раза. Следовательно, незначительное парообразование в рецирку­
ляционных трубах не вызовет нарушения циркуляции воды в них и
его тормозящее действие компенсируется увеличением полезного на­
пора подъемных труб.
При малых скоростях полезный напор подъемных труб уве­
личивается вследствие поступления к трубам более подогретой воды,
т. е. благодаря уменьшению экономайзерного участка и увеличению 9,
До тех пор, пока в опускных трубах не наступит парообразование,
т. е . пока^<^^у сопротивление опускных труб остается почти на
прежнем уровне. Этим и объясняется возрастание wG, наблюдавшееся
при некоторых режимах с малыми скоростями изменения давления.
Скорость движения воды в опускных трубах при режимах сброса дав­
ления, создаваемых путем увеличения расхода пара без одновремен­
ного уменьшения форсировки, оставалась почти без изменения. На ве­
личину оказывало влияние, главным образом, изменение форсировки
топки. В некоторых случаях скорость даже возрастала, в то время
как понижалась. Это обстоятельство позволяет предположить, что
при этих режимах происходит некоторое перераспределение в снабжении
водой подъемных звеньев котла. Отсутствие влияния на объяс-
няется тем, что для опускных труб (1 значительно больше, чем для
ѴУѵдоп
рециркуляционных; парообразование в них наступает позднее и при
скоростях падения давления, достигнутых в котле во время опытов,
образующегося количества пара недостаточно для существенного тор­
можения движения жидкости.
Во время опытов со сбросами давления скорости в топочных па­
нелях также незначительно снижались, что может быть объяснено их
наклоном в сторону движения воды и хорошим отводом образующе­
гося в них пара.
Как и следовало ожидать, при максимальном снижении форси­
ровки топки, т. е. при полном выключении тягодутьевых средств, и
при постоянном расходе пара, падение давления происходило с малой
6 Вып, XXII

скоростью. При этом режиме
наибольшая скорость падения
= 0,0306 атм/сек., т. е. была
почти в 5 раз меньше наиболь­
шей скорости падения давле­
ния, наблюдающейся при уве­
личении расхода пара. В эксп­
луатации речных судов такие
режимы встречаются редко.
Ввиду того, что во время этих
режимов заметного изменения
скоростей движения воды в
контурах котла не происходи­
ло, в дальнейшем они не по­
вторялись.
Как видно из графиков,
сбросы давления вызывают
резкое увеличение статических
перепадов bpi-j и Др8-8. Во
время сбросов, происходивших
с большой скоростью, стати­
ческие перепады возрастали по
сравнению с первоначальным
значением более, чем в 3—
4 раза. Возрастание Др отме­
чено и в тех случаях, когда
в опускных звеньях отсутство­
вало парообразование и изме­
нение скорости было невелико.
Возможно, что это объяс­
няется конструктивной особен­
ностью котла — недостаточным
сечением отводящих труб. Воз­
растающий при сбросе давле­
ния полезный напор подъем­
ных труб расходуется в этом
случае, главным образом, на
преодоление увеличивающе­
гося сопротивления отводящих
звеньев котла.
Одновременно с наблюде­
ниями над скоростями цирку­
ляции при нестационарных ре­
жимах надежность работы
котла контролировалась по на­
блюдению над температурами
стенок кипятильных труб. Тем­
пература стенок труб при не­
стационарных режимах остава­
лась на нормальном уровне,
близком к температуре насы­
щения.
На рис. 8 изображено из­
менение температуры стенок
82

труб заднего ряда. Как видно из графика, температура стенок труб
при нестационарных режимах оставалась на нормальном уровне,
близком к температуре насыщения.
На графике (рис. 9) нанесено изменение скоростей
^з>
и статического перепада Ьр-щ во время чистки топки.
В этот период скорости циркуляции и перепады давления снижа­
лись весьма сильно. Скорости в топочных панелях w2 и
падали
почти до нуля.
Подводя итог проведенного анализа наиболее типичных для су­
довых котлов речного флота нестационарных режимов и основываясь
на данных испытания циркуляции в судовом секционном котле, можно
сделать следующие выводы.
1. В судовых котлах речного флота наибольшая скорость изме­
нения давления имеет место при резком увеличении расхода пара..
Она в несколько раз превосходит возможную скорость подъема дав­
ления, так как возможная в эксплуатации скорость изменения расхода
пара в несколько раз больше допустимой скорости изменения
форсировки топки -г - -.
На судне, особенно при одном котле, сброс
давления может произойти с наибольшей скоростью в том случае,,
если начальная нагрузка котла мала.
2. Наибольшее снижение скорости циркуляции происходит при
режимах падения давления. Возможные в судовых условиях режимы
подъема давления пара не вызывают заметного нарушения циркуля­
ции в котле и их можно считать безопасными для всех судовых кот­
лов речного флота, оборудованных угольными топками.
6*
83.

3. Уменьшение скоростей движения воды в водоподводящих зве­
ньях наступает при скоростях падения давления, значительно превы­
шающих расчетную величину
•
Следовательно, образование в
\0Х /ДОП
опускных трубах малых количеств пара не опасно и не приводит
к расстройству циркуляции.
4. Так как незначительное парообразование в опускных трубах
не приводит к нарушению циркуляции, то в котлах могут быть допу-
щены скорости падения давления, превышающие скорость ( т-1
, оп-
\ ах/доп
ределенную по условию отсутствия начала закипания в опускных
трубах. Это обстоятельство особенно важно для судовых котлов,
обладающих по сравнению с стационарными и корабельными кот­
лами более низкими скоростями движения воды в опускных трубах.
Допустимость, с точки зрения сохранения надежности циркуля­
ции, более высоких скоростей падения давления расширяет границы
„
аО
допустимых скоростей изменения расхода -у -, т. е . улучшает манев­
ровые качества котла и судна в целом без применения каких-либо
специальных мероприятий, направленных на повышение надежности
циркуляции, как например: увеличение недогрева воды, поступающей
в опускные трубы, и др.
В некоторых случаях, повидимому, следует ограничивать скорость
др
*
не по условию сохранения надежности циркуляции, а по сообра­
жениям сокращения бросков воды и попадания ее в пароперегрева­
тель, что наблюдалось в котле КВ-5-М.
5. В секционном котле уменьшение скорости циркуляции насту­
пает в первую очередь в рециркуляционных трубах, в которые посту­
пает вода, имеющая температуру насыщения.
6. В наиболее чувствительном к изменению нагрузки, секционном
котле, характеризуемом наименьшей величиной ( ~ \
,
циркуляция
Vх/доп
воды оказывается надежной при скорости |^ = 0,06 атм/сек. ,которая
может встретиться при эксплуатации котла на судне.
Так как другие рассматриваемые котлы речного флота характе-
/др\с
ризуются более высоким значением ( ~ ) чем секционный, то можно
ожидать, что и для этих котлов величина
= 0,06 атм/сек. с точки
зрения надежности циркуляции будет вполне безопасна. Ввиду того,
что этим котлам свойственны более высокие значения (~\
, торе-
\ѵ ѵвозм
жимы, при которых TM = 0,06 атм/сек., будут встречаться значительно
реже, чем в секционном котле.

Инж. Н, В, ЯКОВЛЕВА
К ВОПРОСУ О ВЫБОРЕ РЕГУЛЯТОРА ПИТАНИЯ
ДЛЯ КОТЛОВ РЕЧНОГО ФЛОТА
В связи с введением в эксплуатацию на речном транспорте судов
с новыми современными паросиловыми установками возникает необхо­
димость автоматизации управления питанием котла, которую целесо­
образно распространить вообще на все водотрубные судовые котлы,
а по возможности и на огнетрубные.
Автоматизация процессов питания дает следующие преимущества:
1) повышает экономичность установки, 2) снижает аварийность,
3) облегчает условия труда.
В настоящей работе дан анализ различных регуляторов питания,
уже применявшихся или намеченных к внедрению на судах речного
флота, и приведен отчет об испытаниях одного из регуляторов, вы­
полненных в паросиловой лаборатории ЦНИИРФа. На основе проде­
ланного анализа рекомендуются регуляторы для различных типов кот­
лов речного флота. Однако широкое внедрение рекомендуемых регу­
ляторов может быть осуществлено только после проверки их работы
в эксплуатационных условиях непосредственно на судне.
Применяемые на судах речного флота регуляторы питания котлов
можно разделить на регуляторы прямого и непрямого действия.
В регуляторах прямого действия, к которым относятся поплавковые,
мембранные, термостатические и т. п., для
перестановки регулирую­
щего органа используется сила чувствительного элемента самого ре­
гулятора. В регуляторах непрямого действия для этой цели служит
посторонний источник энергии.
Регуляторы могут быть одно- и двухимпульсные. Первые имеют
тот недостаток, что они реагируют только на изменение уровня воды
в котле и не чувствительны к изменению нагрузки; этот недостаток
имеет большое значение для высоконапряженных котлов с малым во­
дяным объемом. Двухимпульсный регулятор питания одновременно
реагирует на изменение расхода пара и уровня воды в барабане котла.
Ниже приводятся принципиальные схемы различных типов регу­
ляторов питания.
Регуляторы питания прямого действия
Поплавковые регуляторы. Один из типов поплавкового регуля­
тора уровня изображен на рис. 1 . Он состоит из стальной разъемной
камеры 7, прикрепленной к днищу парового коллектора и соединяю­
щейся с паровым и водяным пространством трубами 2. В камере под-
85

вешен на шарнире поплавок 3 с контргрузом 4 для уравновешивания.
Рычаг поплавка шарнирно связан с игольчатым краном 5, закрываю­
щим выход из канала 6, с которым соединена трубка 7. К котлу при­
креплена коробка 8 невозвратного питательного клапана 9, на стержне
которого имеется поршень 10. Диаметр его несколько меньше, чем
цилиндрическая расточка камеры, в которой он двигается. Вода, на­
гнетаемая питательным насосом по отливной трубе, входит в коробку
клапана под клапан 9 и через зазоры между корпусом клапанной ко­
робки и поршнем уходит под поршень 10, оттуда в трубу 7 и через
клапан 6 в трубу 11 обратно к насосу.
Если уровень воды в котле понизится, опустившийся поплавок
клапаном 5 закроет выход из канала 6 и по обе стороны поршня 10
Рис. 1.
создается одно и то же давление. Давлением нагнетаемой воды пор­
шень 10 вместе с клапаном 9 поднимется и последний откроет до­
ступ питательной воды в котел. По достижении определенного уровня
поплавок отодвигает игольчатый клапан 5, вода начнет уходить из-
под поршня 10 и клапан 9 сядет на свое гнездо, прекращая доступ
питательной воды в котел. Маховик 12 с винтом служит
для регулирования высоты нормального рабочего уровня воды
в котле.
К подобному типу относится регулятор, предложенный инж. Ро­
стовым, который, однако, несмотря на некоторые внесенные в него
автором изменения (перепуск воды и замена клапана золотником) не
свободен от недостатков, присущих всем поплавковым регуляторам
прямого действия.
86

Первоначальные испытания этого регулятора показали неудовлет­
ворительные результаты, приписываемые участниками испытаний низ­
кому качеству изготовления отдельных деталей.
Поплавковый регулятор, несколько иного устройства, установлен­
ный на секционном котле паросиловой лаборатории ЦНИИРФа (рис. 2),
работает более удовлетворительно. Его конструкция такова. Массив­
ный поплавок 7, уравновешиваемый грузом 2 регулирующего кла­
пана, погружен частично в воду барабана котла, уровень в котором
должен поддерживаться на определенной высоте. Изменение уровня
воды в барабане котла создает неуравновешенное усилие, приводя­
щее к подъему и опусканию поплавка. Перемещение поплавка пере­
дается через тягу 3 и изогнутый рычаг 4 и ось 5, проходящую через
специальное уплотнение, в связи с чем поворачивается рычаг 6. По­
следующая передача движений идет к рычагу 7 регулирующего кла­
пана 8.
Хотя по литературным данным регулятор этой системы работает
неравномерно и наличие уплотнения осей у поплавка и клапана со­
здает значительную зону нечувствительности, тем не менее резуль­
таты его испытаний, приведенные на рис. 3 показывают, что регуля­
тор работал удовлетворительно. Перед испытаниями он был подверг­
нут тщательной ревизии и неоднократной регулировке. Лишняя вода
сбрасывалась при различных режимах нагрузки котла хорошо, благо­
даря чему колебания уровня в котле были невелики: при всех режи­
мах они держались в пределах +1 см, что следует считать вполне
удовлетворительным.
Испытанный регулятор нуждается в дальнейшей проверке в эксплу­
атационных условиях непосредственно на судне и в зависимости от
результатов натурной проверки его можно было бы рекомендовать
к внедрению для некоторых типов котлов речного флота.
В котлах с малым водяным объемом или принудительной цирку­
ляцией, где требуется высокая чувствительность регулятора, а также
в котлах, установленных на судах, по условиям плавания подвержен­
ных сильной качке, применение описанного регулятора нецелесообразно.
87

Следует также отметить ряд общих недостатков, вытекающих из прин­
ципа действия и конструктивного выполнения регуляторов поплавко­
вого типа, а именно:
1) наличие значительного числа сочленений в агрессивной
среде;
2) сравнительно невысокая чувствительность (слабина в сочлене­
ниях) и медленное реагирование на изменение уровня в барабане;,
■■
паросъем по бокам, кг|час;
—
—
—
по шайбе, кг|час;
----- .
.------ сброс регулятором лишней воды из
питательной магистрали, кг/час;
«— — правое стекло;
----------- левое
стекло.
Примечание. Разница уровня в левом и правом водомерных стеклах получается
из-за установки водомерных стекол на разной высоте.
3) сильное трение движущихся частей или пропуски воды, вызы­
ваемые наличием сальников;
4) повышенная чувствительность к механическим примесям в кот­
ловой воде;
5) трудность разместить сепараторы пара и охладители паропере­
гревателя внутри барабана котла, если там же располагается попла­
вок большого размера.
В результате повышения уровня воды в барабане вследствие по­
вышения удельного объема воды (явление набухания) в котле с уве-
88

личением отбора пара при неизменном открытии питательного клапана^
поплавковый регулятор не сразу увеличивает подачу воды в котел и
даже уменьшает ее, т. е. работает не верно .
Регулятор питания котла поплавкового типа с поплавком, рас­
положенным в теплом ящике. Предложенный сотрудником пароси­
лового отдела ЦНИИРФа инж. И. А. Тув регулятор также поплавко­
вого типа (рис. 4) отличается от других поплавковых регуляторов
более простым устройством; его преимущества по сравнению с обыч­
ным регулятором этого типа состоят в том, что он работает в зоне
невысоких температур, не имеет сальников и в корпусе барабана
котла не надо делать дополнительных отверстий.
Описываемый автомат расположен в теплом ящике 1 (резервуар,
уровень воды в котором регулируется количеством подаваемой воды
Рис. 4.
в котел), через систему рычагов поплавок (на рис. 4 указанных схе­
матично) воздействует на клапан перепуска питательной воды 2 из:
напорной магистрали питательного насоса 3 во всасывающую. С по­
мощью другой системы рычагов осуществляется воздействие на клапан
подачи добавочной воды 4. С целью увеличения хода поплавка, а сле­
довательно, и чувствительности регулятора питания, резервуар, в ко­
тором расположен поплавок, должен иметь меньшие размеры по ши­
рине и длине и большие по высоте.
Эта система автоматического регулирования весьма проста, легко
осуществима на всех паровых судах.
Последовательность работы регулятора питания следующая. При
стационарном, установившемся режиме в барабане котла сохраняется
постоянный уровень воды, так как количество выдаваемого пара
равно количеству поступающей питательной воды. В этом случае
89

уровень воды в теплом ящике также будет постоянным ввиду того,
что количество поступающего конденсата совместно с добавочной
водой равно паропроизводительности котла, т. е . количеству пита­
тельной воды.
При изменении режима работы силовой установки, в первый мо­
мент соответственно изменится уровень воды в барабане котла, а за­
тем и в теплом ящике, если перед этим не будет соответственно из­
менен режим питания.
Изменение режима работы силовой установки обычно начинается
с уменьшения расхода пара на главные машины. Соответственно
уменьшится количество конденсата, поступающего в теплый ящик и
уровень воды в последнем начнет падать, если питательный насос
будет продолжать подавать в котел прежнее количество питательной
воды, а расход пара на главные машины уменьшился. В этом случае
поплавок опустится и через систему рычагов приоткроет перепускной
клапан, увеличив перепуск питательной воды из нагнетательной ма­
гистрали питательного насоса во всасывающую. Одновременно приот­
кроется клапан добавочной воды, увеличивая поступление последней
в теплый ящик. Следует отметить, что количество поступающей доба­
вочной воды значительно меньше общего расхода питательной воды
и не оказывает заметного влияния на уровень воды в теплом ящике.
Таким образом, вслед за уменьшением расхода пара на главные ма­
шины уменьшится и количество питательной воды, поступающей в ко­
тел, т. е. уровень воды в барабане котла останется постоянным. При
увеличении расхода пара на главные машины картина будет обратная.
Учитывая, что количество питательной воды в теплом ящике
сравнительно невелико, а период от момента изменения расхода пара
на главные машины до момента изменения уровня в теплом ящике
незначителен, можно считать, что регулирование будет довольно
гибким.
90

Удобство расположения и возможность широко изменять размеры
рычагов также являются преимуществами данной системы регулятора
питания. Этим автоматом регулируется как питание котла, так и по­
дача добавочной воды в систему питания. Установка такого автомата
питания не исключает установку сигнализирующих устройств, преду­
преждающих о чрезмерном снижении уровня воды в барабане
котла.
Недостатком описанной системы является нарушение ее нормаль­
ной работы при появлении течи в отдельных местах питательной маги­
страли.
Одноимпульсный регулятор уровня с термостатной трубкой.
На рис. 6 изображен простейший регулятор уровня с термостатной
тг
Рис. 6.
трубкой. Здесь 1 — барабан котла, 2 — водомерное стекло. Измеритель­
ным органом регулятора, фиксирующим уровень воды в барабане,
является термостат 6. Конструктивно он представляет собой метал­
лическую трубку длиной около 2 м, устанавливаемую с уклоном 1/10.
Концы термостата посредством импульсных трубок 12 и 3 соединены
соответственно с паровым и водяным пространством барабана котла.
В результате по закону сообщающихся сосудов уровень в термостате
устанавливается по уровню воды в барабане. Средняя температура
термостата и его удлинение, используемое для управления питатель­
ным клапаном, определяются положением уровня конденсата в нем,
поскольку его водяная часть имеет температуру более низкую, чем
паровая. Вентиль 4 соединяет термостат с дренажем и служит для
его продувки. Нижний конец термостата 5 закрепляется неподвижно
в каркасе, а верхний 7 передает свое движение угловому рычагу 8
с большим соотношением плеч для увеличения хода. Рычаг 8 через
91

соединительную сцепку Р, талреп 10 и защитную пружинную буксу 13
соединен посредством троса 11 с рычагом 14 регулирующего кла­
пана 75.
Преимущества термостатного измерителя уровня перед поплав­
ковым — отсутствие сальников на барабане котла, простота конструк­
ции и удобство присоединения к барабану котла. Однако этот тип
регулятора имеет и существенный недостаток — вследствие своей
значительной тепловой инерции он сравнительно медленно реагирует
на изменение уровня в барабане котла.
ЦНИИМФом в настоящее время разработана схема автоматиче­
ского регулирования питания судовых котлов с применением термо­
гидравлического регулятора питания. Этот регулятор отличается от
термостатического тем, что вместо термостатной трубки импульс
создается (в зависимости от изменения уровня воды в котле) термо­
гидравлическим трансформатором, состоящим из ребристого балона.
Полость балона соединена трубкой с сильфоном, действующим на
питательный клапан. Внутри ребристого балона проходит трубка
меньшего диаметра (позиция 6 на рис. 6), соединенная с паровым и
водяным пространством котла и заполняемая в зависимости от коле­
бания уровня воды в котле водой или паром.
Вода, заполняющая нижнюю часть замкнутой системы, сильно
охлаждена вследствие того, что конец трубки, выходящей из балона,
имеет вертикальные ребра. Заполнение внутренней трубки паром вы­
зывает испарение воды в балоне, а заполнение ее водой — конденса­
цию пара в балоне, что и создает соответствующие импульсы, воз­
действующие на сильфон и далее на питательный клапан. Регуляторы
этого типа установлены на танкерах морского флота и зарекомендо­
вали себя в работе с положительной стороны.
Двухимпульсный регулятор питания с термостатной трубкой.
Чувствительность одноимпульсного регулятора уровня с термостатной
трубкой может быть в значительной степени повышена введением
в его схему второго импульса по расходу пара. Регулятор такого
типа изображен на рис. 5 . Плунжер 7 регулирующего клапана имеет
профилированные окна. Перестанавливается он под действием двух
импульсов. Влияние второго импульса (расход пара) осуществляется
следующим образом. При изменении расхода пара меняется перепад
давления, действующего на мембрану регулирующего клапана, уравно­
вешенную пружиной. Жесткий центр мембраны соединен с осью, на
которой укреплен рычаг 2. К концу рычага прикреплена цепочка,
огибающая звездочку 3, ось которой закреплена на рычаге 4. Этот
рычаг укреплен на оси 5, связанной с плунжером регулирующего
клапана. Когда нагрузка увеличивается, перепад давления, дейст­
вующий на мембрану, возрастает, мембрана прогибается кверху, снимая
нагрузку с пружины. Рычаг 4 поворачивается по направлннию часовой
стрелки, натяжение цепочки ослабевает. Вследствие этого под дейст­
вием груза 6 рычаг 4 вращается также по часовой стрелке, причем
плунжер движется кверху и приток воды в котел увеличивается. При
понижении нагрузки перемещение происходит в обратном порядке и
регулирующий клапан закрывается. Второй импульс, действующий на
регулятор, получается от изменения уровня в барабане котла. Чувст­
вительным элементом является термостатная трубка 7 с удлиняю­
щимся концом. Один конец стержня закреплен, а другой связан
с двухплечным рычагом; к рычагу на шарнире прикреплена тяга 3
с цепочкой, соединенной с рычагом 4 регулирующего клапана. Концы
термостатной трубки соединены с паровым и водяным объемами.
92

Таким образом, питательный клапан управляется при помощи
двух импульсов — по расходу пара и по уровню воды в барабане .
Это позволяет уменьшить его статическую неравномерность и улуч­
шить качество процесса регулирования. Однако и у этого регулятора
остаются все присущие данному типу регулятора недостатки: большая
тепловая инерция термостатной трубки, упругие деформации в системе
сцепления, наличие мертвых ходов в сочленениях отдельных регу­
ляторов. Все это вызывает некоторое запаздывание в перестановке
клапана по отношению к изменению уровня воды в барабане котла.
Регулятор питания непрямого действия
Двухимпульсный регулятор питания непрямого действия. Тео­
рия и практика регулирования питания котлов показывает, что введе­
ние второго импульса (по расходу пара) существенно улучшает дина­
мические качества регулятора, устойчивость, точность поддержания
уровня и, что особенно важно для судовых установок, быстроту
восстановления стационарного режима после любого его нарушения.
Такой регулятор, разработанный ЦНИИ имени акад. А. Н. Кры­
лова, воспринимает импульс по расходу пара из котла и по уровню
воды в барабане. Оба эти импульса суммируются в измерительном
органе регулятора и воздействуют на водяное усилительное реле,
которое приводит в движение сервомотор, а вместе с ним и регули­
рующий питательный клапан. Регулятор превращается в обычный
одноимпульсный, если выключить из действия элемент, измеряющий
расход пара от котла.
Рассматриваемый регулятор работает по принципу непрямого
действия, что делает его более чувствительным, так как в этом
случае сила чувствительного элемента воздействует на усилительное
устройство и перестановка питательного клапана производится с по­
мощью постороннего источника энергии. Измерительный орган регу­
лятора имеет конструкцию мембранного типа. Рабочей жидкостью
для системы автоматического управления является вода. В условиях
речного судна для этой цели предполагается использовать воду,
прокачиваемую через масляный холодильник главных машин. Перед
поступлением в автомат вода должна проходить через фильтр для
очистки от механических примесей. Необходимый для работы автомата
расход воды, составляющий 600 кг/час, должен быть обеспечен
при работе главной машины даже на малом числе оборотов Ч При
работе машины на полное число оборотов излишек воды сбрасывается
через перепускной предохранительный клапан, установленный на линии
до регулятора питания.
Постоянство давления рабочей жидкости, принятое 7 ати, под­
держивается этим предохранительным клапаном. Непрерывный ток
рабочей жидкости, необходимый для работы двухимпульсного
автомата питания, осуществляется через его струйное реле. В остальных
трубопроводах системы автоматического управления создается стати­
ческий напор.
При внедрении этого типа автоматов на судах речного флота
в начальный период их освоения, следует регулировать питание котла
на стоянке судна вручную, что не должно встретить затруднений
так как на стоянке котел обычно питается периодически, большими
1 Насос, прокачивающий холодильник, навешен на главную машину.
93

порциями воды и через значительные промежутки времени. В даль­
нейшем, например, на судах с электрифицированными механизмами
возможно установить отдельный насос для подачи к регулятору ра­
бочей жидкости или блокировки такого насоса с питательным паровым
насосом, которым производится питание котла на стоянке. В последнем
случае от штока обычного питательного насоса приводится второй
поршень отдельного цилиндра, куда поступает забортная вода.
Описанный регулятор можно установить в любом месте по отно­
шению к котлу, что является весьма ценным качеством, в особенности
в условиях ограниченных размеров машинно-котельного отделения
речного судна.
Выводы
Проведенный анализ показывает, что некоторые исследованные
регуляторы питания могут быть применены на судах речного флота.
Предварительно их следует проверить в эксплуатационных условиях.
Наиболее целесообразными для опытной проверки на судах реч­
ного флота являются регуляторы питания следующих типов:
1) поплавковые одноимпульсные;
2) термостатические и термогидравлические;
3) двухимпульсные непрямого действия (для котлов высокого и по­
вышенного давления).
Проверка регуляторов питания в эксплуатационных условиях на
судне должна производиться в течение нескольких месяцев с тем,
чтобы регуляторы одного и того же типа одновременно проверялись
на нескольких судах.

СОДЕРЖАНИЕ
Б. П. Арефьев . Исследование работы предкамерного дви­
гателя КДМ-46 на генераторном газе по газо­
жидкостному циклу.........
3
А. Б. Генин. Результаты испытаний опытных газосиловых
установок ЦНИИРФа с двигателем ЗД-6...
38
Н. А . Рождественский. Исследование циркуляции воды
в судовом секционном котле при нестационар­
ных режимах.............
58
Н. В . Яковлева . К вопросу о выборе регулятора питания
для котлов речного флота....
85>
Стр.

Редактор С. К. Брыков
Теки, редактор К. М. Волчок
Подписано к печати
2-я фабрика Детской книги Детгиза Министерства Просвещения РСФСР
*н
2-я Советская, 7.

Замеченные опечатки
Вып. XXII .
Стр. Строка
Напечатано
Должно быть
По чьей
вине
3
3 сн.
газогенераторном
генераторном
Авт.
59
23 св.
действие
движение
Корр.
72
3 сн.
D = const
D const
Корр.