Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ путей повышения эффективности эксплуатации судовых дизельных установок 14
1.1 Основные направления повышения эффективности технической эксплуатации 14
1.2 Сравнительный анализ конструктивных схем цилиндровой смазки 21
1.3 Анализ эффективности использования систем утилизации тепла уходящих газов 28
1.4 Показатели безотказной работы судовых дизелей 34
1.5 Анализ технического состояния деталей цилиндро - поршневой группы 44
1.6 Цель и постановка задачи исследования 53
1.7 Выводы по главе 56
ГЛАВА 2. Объекты исследования, методика испытаний, обработки статистической информации и оценки функциональной надёжности 57
2.1 Обоснование выбора объектов исследования 57
2.2 Цель и методика проведения испытаний 60
2.3 Методика обработки статистической информации 64
2.4 Методика оценки функциональной надёжности 67
2.5 Выводы по главе 70
Глава 3. Совершенствование системы цилиндровой смазки малооборотных двигателей и оценка показателей функциональной надёжности их элементов 71
3.1 Модернизация системы органов подачи масла 71
3.2 Апробация системы смазки, анализ результатов испытаний и обобщение опыта эксплуатации 74
3.3 Нормирование расхода масла при работе главного двигателя на различных режимах 78
3.4 Оценка показателей функциональной надёжности деталей цилиндро-поршневой группы 85
3.5 Оценка показателей функциональной надёжности элементов системы смазки на основе статистических исследований 92
3.6 Выводы по главе 102
ГЛАВА 4. Оценка эффективности системы утилизации тепла уходящих газов малооборотных двигателей и функциональной надёжности её элементов 106
4.1 Оценка эффективности системы при работе двигателя на оптимальном режиме 106
4.2 Оценка эффективности системы при работе двигателя на частичных режимах 116
4.3 Энтропийный подход к оценке расходования ресурса элементов при эксплуатации 119
4.4 Оценка технического состояния элементов системы на основе результатов испытаний 121
4.5 Прогностические модели безотказной работы насосов 127
4.6 Выводы по главе 136
ГЛАВА 5. Обеспечение функциональной надёжности элементов систем цилиндровой смазки и утилизации тепла уходящих газов малооборотных двигателей при эксплуатации 137
5.1 Средства мониторинга отказов элементов 137
5.2 Диагностические показатели элементов систем 141
5.3 Контроль и учёт технического состояния при эксплуатации 146
5.4 Концепция восстановления технического состояния и определения оптимального объёма запасных частей 149
5.5 Выводы по главе 155
Заключение 157
Список использованных источников
- Сравнительный анализ конструктивных схем цилиндровой смазки
- Методика обработки статистической информации
- Нормирование расхода масла при работе главного двигателя на различных режимах
- Оценка эффективности системы при работе двигателя на частичных режимах
Сравнительный анализ конструктивных схем цилиндровой смазки
Функциональная надёжность и эксплуатационные качества СД в значительной степени зависят от уровня совершенствования систем смазки цилинд 2 ров, поэтому эти вопросы как за рубежом, так и в отечественной практике стали предметом широких исследований [14,15,18,20,21,23,26,40,43,44,55,66,67,68,83, 86,88,89,92,93,94,108,110,120]. Анализ результатов выполненных исследований свидетельствует о принципиальном расхождении между традиционными представлениями о работе лубрикаторных систем и процессами подачи масла в цилиндр, которые имеют место в действительности. Отечественными и зарубежными исследователями предложены и исследованы различные конструктивные схемы, отличающиеся подходами в части подачи цилиндрового масла.
В системах смазки существенное значение имеет расположение устройств для подвода цилиндрового масла на поверхность втулки. Например, для МОД характерен подвод масла на нижнюю (над окнами) или верхнюю часть втулки. Установлено [83], что при нижнем подводе только в случае дозировки не более 0,3-0,4 г/(кВт.ч) существенно снижается износ деталей ЦГТГ, а при увеличении подачи наблюдается рост отложений на поршне над первым кольцом и ухудшается подвижность поршневых колец. Обратная картина наблюдается при верхнем подводе. Для получения такого же эффекта, как при нижнем подводе, необходим расход масла 0,4-0,8 г/(кВт.ч), т.е. в 1,5-2,0 раза больший. В последнем случае с продуктами сгорания топлива удаляется больше масла, что приводит к повышенному образованию отложений на крышках рабочих цилиндров.
Для СД с эпизодической подачей и большими по объёму порциями масла предпочтительна конструкция, предусматривающая сообщение кольцевого канала с маслораспределительными каналами с помощью сопл, расположенных под углом к оси штуцера. Возможна и другая конструкция, в которой стержень оканчивается распределительным гребнем, расположенным в пределах глубины канавки. В настоящее время такие и подобные им конструкции нашли широкое распространение в судовой практике.
Зарубежные фирмы („Зульцер", „MAN", „Бурмейстер и Вайн", „SKL") для СД типа RD, KZ, KSZ, ДКРН подвод масла на зеркало втулки осуществляют через особые штуцеры [86], ввёрнутые непосредственно в тело втулки (от 4 до 16, в зависимости от диаметра). Для предотвращения попадания воздуха или газов в маслопровод штуцеры снабжены невозвратными шариковыми клапана-ми. Для СД фирмы МАН используется независимое регулирование подачи масла путём подвода на каждую точку смазки через самостоятельный блок. На некоторых СД установлены лубрикаторы несколько изменённой конструкции, но принцип их работы остался прежним. Для привода в действие лубрикатора используется рычаг храпового механизма. Его угол размаха в пределах 10-60обеспечивается путём изменения рабочей длины. Устанавливаемый объём камеры всасывания определяется положением регулирующего поршня. Лубрикаторы фирмы „Фиат" имеют гидравлический привод, а на СОД фирмы „Зульцер" лубрикаторные насосы приводятся в действие от ГД. Имеются системы цилиндровой смазки с автоматическим регулированием расхода пневматическими реле (прессостатами), обеспечивающие настройку в соответствии с различными режимами работы СД.
Отличительная особенность САРМ фирмы „Зульцер", устанавливаемых на СД, начиная с модели РНД, состоит в использовании в качестве управляющего органа маслоподачи всережимного регулятора скорости, а исполнительного-насосных секций лубрикаторов. Характерная особенность САРМ, разработанной фирмой „Ханс Енсис Машинен фабрик" (ХЕМ), состоит в том, что на лубрикаторах СД "МАН-Бурмейстер и Вайн" регулирование ходов плунжеров насосных элементов осуществляется с помощью блоков, кинематически связанных с верхними концами регулировочных рычагов и винтов без непосредственного воздействия на эксцентриковый вал лубрикатора. При работе ГД в штормовых условиях плавания судна, когда происходит изменение нагрузки с резким забросом (сбросом) частоты вращения, в такой конструкции САРМ возможна поломка рычага.
В работах отечественных и зарубежных исследователей (например, Пилюгин А.С., Мирющенко А.А., Чухриенко СИ. Устройство для смазки цилиндра дизеля. Авторское свидетельство № 362570, класс F 1623 /00, 1970; Швейцарский патент № 500373, класс F 01 и 1/14, 1971) рассматривается иной принцип организации смазки, направленный на обеспечение регулярной ( на каждом ходе поршня) и одновременной через все точки смазки подачи цилиндрового масла под низким давлением. Однако в ряде работ предлагается усовершенствовать системы смазки не путём разработки новых конструктивных схем, а путём модернизации систем, находящихся в ТЭ. Такие работы проведены фирмой Бурмєйстер и Вайн. В частности, не меняя конструкции всей системы, фирма пришла к необходимости эксцентричного расположения маслоподводящего канала в стенке втулки, при этом его ось смещена относительно оси штуцера кверху. Аналогичное расположение канала в стенке втулки с наклоном его вверх относительно оси цилиндра имеется в решении фирмы „Зульцер". Основная задача предлагаемых зарубежными исследователями конструктивных схем организации подачи цилиндрового масла заключается в обеспечении наилучшего заполнения канала маслом с целью предотвращения образования газовых подушек за обратным клапаном штуцера, которые приводят к забросам масла на головку поршня, завышенному его расходу и местному отложению нагара над первым компрессорным кольцом, вызывающего износ втулки цилиндра в виде вертикальных полос, проходящих через точки смазки. Предлагаемые конструктивные схемы имеют ряд недостатков, в частности, при их реализации усложняется технология изготовления цилиндровой втулки и затрудняется их использование в эксплуатационных условиях.
Методика обработки статистической информации
Температура поверхности изоляции УК определялась с помощью ультразвукового измерителя температуры Термопойнт — 80 при следующих условиях: частота вращения СД - 100 об/мин.; наработок 22,5 тыс.ч.
В период испытаний производился суточный замер теплотехнических параметров оборудования системы УГ с целью определения эффективности его ТЭ и оценки ТС, а также исходных величин для составления режимных карт, в частности: перепадов температур газов на УК, забортной воды на конденсаторе УТГ-800; переохлаждения конденсата, расхода охлаждающей воды на конденсатор и отклонения параметров от средневзвешенных при установленном режиме нагрузки СД.
В процессе испытаний проводился эксперимент по установлению зависимости положения штанги сопловых клапанов от мощности УТГ с целью использования этой величины в качестве ДП.
Определение плотности камеры сгорания СД с помощью пневмоиндикатора производилось двумя способами: путём проворачивания ВПУ и методом опрес-совки при положении поршня в верхней мёртвой точке. При отработке методики измерений параметров ЦПГ установлено, что контроль плотности цилиндров СД целесообразно проводить после его остановки. В случае длительной стоянки ( 12 ч и более) плотность камеры сгорания изменяется, смазочное масло с колец и ВЦ стекает, а показания при этом теряют стабильность. Для выяв 64 ления цилиндров СД с высокой плотностью ( в процессе измерения плотности камеры сгорания) использовался метод проворачивания СД с помощью ВПУ. Для получения более стабильных показаний при опрессовке цилиндров СД осуществлялась тщательная подготовка и подбор измерительных шайб для каждого состояния СД. Перед испытанием индикаторные краны тщательно проверялись. Для увеличения достоверности результатов измерений обеспечивался свободный проход воздуха от дроссельной шайбы до камеры сгорания. Для оценки ТС поршневых колец наряду с показаниями пневмоиндикатора использовались показания термопар, установленных в подпоршневом пространстве.
При оценке ТС деталей Ці 11 использовались эндоскопы ТС 16. 1250. 20 и ЭВГ 10. 1300 и осветитель БГ-1, а при проведении испытаний - рекомендованный ЦНИИМФ термометр Thermopoint 40, показавший высокий уровень эффективности.
Перед измерениями ударных импульсов осуществлялась специальная подготовка и фиксация места замера. При использовании прибора SPM-43 выяснилось, что dBi необходимо устанавливать не на 20 dBt, как рекомендуется в РД 31.20.50-87, а так, чтобы прослушивались значения как dBi, так и dBm. В то же время следует отметить, что более информативным является показатель dBc, а не dBm. Показатель dBc по своему содержанию ближе отражает механизм из-носных процессов и возможные отклонения от первоначального ТС. При измерении ударных импульсов, например ТНВД, максимальная разница по dBm не превышала 6 dB, а в то же время по dBc достигала 15 dB.
В процессе проведения испытаний СД выявлено, что из рекомендуемых РД 31. 20. 50-87 критериев оценки ТС наиболее информативными являются относительные значения: давления сжатия к частоте вращения СД; давления наддува к среднему индикаторному давлению; среднего индикаторного давления к индексу топливных насосов.
В качестве источников эксплуатационной информации использовались: данные, поступающие с СТС в виде рекламационных актов, различного рода донесения, машинные журналы, ремонтная документация, результаты приёмосдаточных и теплотехнических испытаний, опыт ТЭ элементов системы ЦПГ, цилиндровой смазки и утилизации тепла УГ СД.
Процедура обработки статистической информации заключалась в: анализе данных с целью извлечения количественной информации; оценке полученных выборок на предмет соответствия заданной точности (ширины доверительного интервала) в пределах AJS2 = 0,2 и коэффициента доверия 52 = 0,9; объединении информации и проверке однородности объединённых выборок; проверке гипотезы о стационарности потока отказов.
Алгоритм статистической оценки числовых характеристик функциональной надёжности обследуемых объектов включал: выбор точности и достоверности количественных оценок; оценку вероятности отказа по частости; наработку на отказ и интенсивность потока отказов [98, 100, 101, 102]. Под точностью количественного показателя надёжности понимается ширина доверительного интервала (AJ52), накрывающего данный показатель, представляющая как разность между верхней (QB) И нижней (QH) доверительными пределами для вероятности отказа (Q). В качестве основной количественной характеристики функциональной надёжности принималась вероятность отказа (численная мера степени объективной возможности отказа). Частость отказов представляется как отношение числа опытов, в которых имели место отказы, к общему числу проведённых опытов. Под достоверностью понимается доверительная вероятность результатов испытаний, численно оцениваемая коэффициентом доверия 5г. С физической точки зрения это означает, что, если имеется несколько однородных последовательностей наблюдений, для каждых из которых вычислены верхний и нижний допустимые пределы, то в 100 52 случаях из ста доверительный интервал накроет эти пределы.
Расчёт доверительных границ (QB, QH) производился по асимптотическим формулам Л.Н.Большова. Точность оценки наработки исследуемого ОС между отказами осуществлялся с помощью метода Р.Фишера. При оценке доверительных интервалов использовался приближённый метод И.А.Рябинина. Доверительные границы aB(t,At) и tOH(t,At) рассчитываются поинтервально coH(t,At) = QH(t,At)/At, BB(t,At) = QB(t,At)/ At. Построенная таким образом ступенчатая функция to (t) сглаживается до гладкой функции, представляющей собой интенсивность потока отказов a(t). По изложенной методике производятся расчёты минимально допустимого числа наблюдаемого ОС, которое можно считать практически большим, для заданной точности ширины доверительного интервала AJ52= 0,2 и доверительной вероятности 82 = 0,9.
Нормирование расхода масла при работе главного двигателя на различных режимах
Основное место как по количеству, так и по суммарной мощности среди разных типов СТС, в частности морских судов, занимает МОД. В обеспечении длительной и надёжной работы форсированных МОД на тяжёлых остаточных топливах исключительно большое значение имеют эксплуатационные свойства масла для смазывания деталей ЦПГ.
Опыт применения зарубежных масел на СТС показал, что для обеспечения надёжной ТЭ МОД без переборки ЦПГ в течение 10-15 тыс.ч на топливах типа котельных мазутов цилиндровое масло должно обладать более высокими моторными свойствами. Значительные механические нагрузки на детали ЦПГ, высокий уровень температуры газов, контактирующих с масляной плёнкой в такте расширения, предопределили повышенные требования к вязкости нового масла. Повышение общего щелочного числа масла вызвано необходимостью обеспечения нейтрализации агрессивных продуктов сгорания тяжёлых то плив.
По результатам проведённых испытаний и полученных эксплуатационных данных для МОД фирмы „Бурмейстер и Вайн" рекомендуются следующие нормативные удельные расходы цилиндрового масла для мощности MCR (табл. 3.1).
Нормы расхода цилиндрового масла при работе СД в номинальном режиме (NH0M; nH(m), Во время пусков и маневрирования, а также при резких повышениях нагрузки на СД рекомендуется увеличить расход масла путём перестановки регулировочного рычага лубрикатора на два деления или в положение максимальной подачи. Номограмма для определения нормы расхода цилиндрового масла для различных режимов работы МОД представлена на рис. 3.4.mмощностей. При работе СД в режиме ниже 80% номинальной мощности норму расхода цилиндрового масла (кг/цил. — 24 часа) рекомендуется уменьшить пропорционально фактическому среднему эффективному давлению (т. Аз, - соответствует т.Аь взятой на кубической винтовой характеристике). Определение нормы расхода (т. Аз) осуществляется путём умножения номинальной нормы расхода (для т. А)) на квадрат отношений частот вращения СД (номинальной, т. А! и фактической, т. Аз). При этом требуемый суточный расход масла (кг/цил. - 24 часа) - определяется таким образом: GX=GTOM( M2 (3.1.) ном
Выражение (3,1) справедливо для области изменения эксплуатационной нагрузки (уменьшения мощности) в пределах от т. А] до т. А2. Снижение частоты вращения СД позволяет уменьшить норму суточного расхода цилиндрового масла с 28,2 кг/цил. до 20,3 кг/цил. Увеличение величины Ре, обусловленное эксплуатационной ситуацией, может быть использовано в качестве основания для перерасчёта нормы расхода цилиндрового масла и перерегулировки лубрикаторов.
При продолжительной работе СД на малой нагрузке (например, при прохождении СТС канала) норма суточного расхода цилиндрового масла не должна быть менее 40% от номинальных значений, приведённых в табл. 3.1.
Работа СД в режиме обкатки (стенд, СТС) имеет свои особенности. Первоначальная обкатка новых втулок на стенде обычно проводится на дизельном топливе или газойле, а для обкатки после ремонта - используется тяжёлое топливо. В этих условиях рекомендуются нормы расхода цилиндрового масла, представленные на рис. 3.5.
Номограмма для расчёта нормы расхода цилиндрового масла при работе СД в режиме обкатки. Для первого временного интервала наработки СД (24 часа) в процессе первоначальной обкатки на стенде, замены втулок при ТЭ, ревизии поршня с заменой колец, дозировка подачи масла должна быть увеличена до максимальной величины путём перемещения POP лубрикаторов в крайнее положение, соответствующее максимальной подаче. Фактическая норма расхода цилиндрового масла при работе СД в режиме обкатки увеличивается в 1,5 раза.
В период первоначальной обкатки СД, после ремонта или подъёма поршня существенное значение имеет его график загрузки. Процесс загрузки осуществляется в такой последовательности: увеличение частоты вращения СД до 80% от номинального значения (первые 2-4 часа) и отработка на этом режиме в течение 6 часов; ступенчатое увеличение частоты вращения (после 8-10 часов работы на этом режиме) до номинальной величины в течение последующих 12 - 14 часов, в сумме составляющих первый временной интервал, соответствующий первоначальной обкатке.
При осуществлении ревизии одного или двух цилиндров в процессе их обкатки рекомендуется уменьшить индексы ТНВД на 25%. При этом СД работает в обычном режиме, а индексы ТНВД обкатываемых цилиндров постепенно увеличивают в течение 20 - 24 часов. После первоначальной обкатки с увеличенной подачей смазки норма расхода цилиндрового масла должна быть снижена на 25% в течение 1500 часов работы. При этом необходимо установить регулировочный рычаг в минимальное положение и отрегулировать норму расхода индивидуальными регулировочными винтами. После чего производится осмотр и обмер ВЦ через продувочные окна.
Уменьшение нормы расхода цилиндрового масла до номинальной величины должно производиться ступенчато с интервалами не более 0,07 г/кВт-ч и не менее, чем через 1000 часов с обязательными осмотрами через продувочные окна между интервалами. Фактическая норма расхода масла должна основываться на результатах осмотров ТС ЦПГ через продувочные окна и в зависимости от результатов этих осмотров она может быть уменьшена или увеличена в пределах допустимого. Это положение также распространяется и для шкалы времени.
При работе СД на различных режимах с использованием различных видов топлив особое значение имеет выбор марки цилиндрового масла. Так, при работе на газойле или дизельном топливе рекомендуется использовать цилиндровые масла с вязкостью SAE50 и ЩЧ10 - 20 мгКОН/г, а на тяжёлом - SAE50 и ЩЧ 70. Однако в большинстве случаев высокощелочное масло может быть использовано и при работе СД на газойле или дизельном топливе. Поэтому менять марку цилиндрового масла в соответствии с используемым топливом нужно только в том случае, если работа на соответствующем топливе ожидается свыше 10 часов. Следует отметить, что некоторые высокощелочные цилиндровые масла несовместимы с определёнными низкосернистыми топливами - газойль, дизельное топливо, имеющие слабые воспламенительные свойства. Если подобная несовместимость, выраженная неудовлетворительной категорией ТС цилиндра, обнаружится при осмотре через продувочные окна, рекомендуется перейти на цилиндровое масло с более низким ЩЧ. В качестве рекомендательного руководства при выборе марки цилиндрового масла можно использовать данные, приведённые в табл. 3.2.
Оценка эффективности системы при работе двигателя на частичных режимах
Анализ эффективности различных схем утилизационных установок применительно к судам типа т/х „Капитан Гаврилов" (ГД 9ДКРН8 0/160-4, эксплуатационная мощность 13-14 тыс. кВт, ТГУ - 500) [80] свидетельствует о целесообразности проведения модернизационных работ СУВЭ путём включения в существующий УК пароперегревателя, использования перегретого пара в ТГУ-500 и дополнительного УК на газовыпускном тракте ДГ. При этом годовая экономия топлива может составить до 550т, а окупаемость произведённых затрат -в пределах четырёх лет.
Таким образом, анализ эффективности систем утилизации тепла УГ в ДЭУ нефтеналивных судов показывает, что получение максимального эффекта от использования ВЭ становится многофакторной задачей. По-прежнему актуальными являются вопросы оценки влияния эксплуатационных факторов на эффективность СУВЭ и их оборудования, а также выбора наиболее рационального режима его ТЭ. Исходя из этого, цель настоящего раздела работы заключается в частичном решении такой задачи на основе результатов выполненных исследований. Оценка эффективности оборудования СУВЭ базируется на методике, включающей режимные карты ТЭ и математические модели. В основу режимных карт положены результаты выполненных исследований, включающие изучение особенностей конструкции и ТЭ нефтеналивных судов отечественной и зарубежной постройки (ОАО „Новошип"), анализ и сопоставление с результатами предшествующих испытаний, проведённых в других судоходных компаниях, выявление причин снижения эффективности, включая и потери работоспособности оборудования СУВЭ, а также поверочные тепловые и гидравлические расчёты.
Цель режимных карт ТЭ оборудования состоит в определении показателей работы СУВЭ на основном ходовом режиме СТС, расходов дизельного топлива на ДГ и ВК на ходовых и стояночных режимах. Их использование даёт возможность производить планирование расхода топлива на ВЭУ, оценку ее ос по новных показателей, зависящих от ряда факторов (мощность СД, температура УГ за ним и перед УК, давление пара в УК, ТС УК и УТГ, расход и температура охлаждающей воды через конденсатор, ТС его охлаждающей поверхности и воздушная плотность), с учётом условий ТЭ судна и ГД, оценку отклонения фактических расходов топлива на неё от плановых, выявлять причины этого отклонения, а также оценивать ТО оборудования, включая УК и УТГ.
Для получения исходной информации, необходимой для тепловых и гидравлических расчётов УК и УТГ, проведены теплотехнические испытания главных ДЭУ и ВЭУ нефтеналивных судов типа „Борис Бутома", „Победа", „Маршал Будённый", „Маршал Гречко". Разработана программа, позволяющая производить поверочный расчёт УК с учётом конструктивных особенностей (с экономайзером, пароперегревателем и без них, многократной принудительной циркуляцией с гладкотрубными поверхностями нагрева с шахматным и коридорным расположением труб) и определять технологические показатели его работы при любых режимах работы ГД и ТС с учётом конструктивных особенностей УК, гидравлических характеристик циркуляционного контура, включая и циркуляционный насос.
Величинами, определяющими режим работы УК являются: расход топлива на СД, его теплота сгорания и влажность; величина ахна СД; температура газов на входе в УК; давление пара в сепараторе; температура питательной воды; температура воздуха в МО; коэффициенты загрязнения поверхностей нагрева. В результате расчёта определялись: температура газов и пароводяной среды на всех участках поверхности нагрева; тепловые нагрузки; расход воды по циркуляционному контуру и давление в испарительной части поверхности нагрева с учётом гидравлического сопротивления тракта между испарителем и сепаратором; производительность УК. Для расчёта использовался метод последовательных приближений. Он заканчивался при уменьшении невязки расчёта до заданной величины (0,1%).
В процессе поверочного расчёта конденсационного ТГ для турбин с комбинированным регулированием расхода пара решались следующие задачи: определение внутреннего относительного КПД при спецификационных параметрах пара перед турбиной и температуре забортной воды; нахождение мощности ТГ при произвольных параметрах пара перед турбиной и температуре забортной воды; определение максимального расхода пара на турбину и максимальной мощности ТГ при полностью открытых регулирующих паровых клапанах турбины при произвольном давлении и энтальпии пара в УК и температуре забортной воды. В качестве исходной информации для решения указанных задач использовалась: расходная характеристика ТГ и зависимость расхода пара на турбину от мощности ТГ при спецификационных параметрах пара перед турбиной; паспортные показатели работы ТГ на номинальном режиме. Задаваемыми величинами являлись: давление пара в УК, перед регулирующим клапаном, соплами турбины, после первой ступени и в конденсаторе; энтальпия пара в УК; расход пара на турбину; мощность и механический КПД ТГ; число групп сопел; относительная площадь проходного сечения группы сопел; расход и температура забортной воды; число ходов конденсатора по забортной воде и коэффициент загрязнения конденсатора. В результате расчёта определялись: сухость пара перед соплами и в конце процесса расширения в турбине; внутренний относительный КПД турбины; коэффициент передачи тепла в конденсаторе; температура забортной воды за конденсатором. При расчёте использовался метод последовательных приближений, а его окончание осуществлялось при уменьшении невязок расчёта по расходу пара на турбину до 0,1%, а по количеству тепла, передаваемого в конденсаторе забортной воде - до 1%.
