авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 |
-- [ Страница 1 ] --

ВЕСТНИК

МОРСКОГО

ГОСУДАРСТВЕННОГО

УНИВЕРСИТЕТА

Серия

Судостроение и судоремонт

Вып. 38/2010

УДК 629.5.083.5(06)

Вестник Морского

государственного университета. Вып. 38. Серия Су-

достроение и судоремонт [Текст] : сб. науч. тр. –– Владивосток : Мор. гос.

ун-т, 2010. – 135 с.

ISBN 978-5-8343-0603-0.

В сборнике представлены статьи преподавателей, научных сотрудников, ас-

пирантов и курсантов по результатам научных исследований, направленных на повышение долговечности деталей СТС различными способами (лазерным уп рочнением, электромеханической обработкой);

изучение преобразования энергии за счет разности химических потенциалов концентрированного и разбавленного растворов;

экономию смазочных материалов при помощи регенерация отработан ных масел на предприятиях морского транспорта, в судостроительной и судоре монтной промышленности;

анализ фильтровальных материалов по структуре и эффективности;

изучение свойств противообрастающих покрытий;

выявление причин выхода из строя системы охлаждения двигателя с позиций теории корро зии и защиты металлов в морской воде.

Рассмотренные вопросы представляют научный и практический интерес для инженерно-технических работников судоремонтных предприятий, пароходств, проектно-конструкторских организаций, баз технического обслуживания, а также для преподавателей, аспирантов и курсантов университета.

Редакционная коллегия:

В. М. Ходаковский, к.т.н., доцент (отв. ред.);

А. В. Арон, к.т.н., доцент;

Г. П. Кича, д.т.н., профессор;

Л. Б. Леонтьев, д.т.н., доцент;

В. Н. Слесаренко, д.т.н., профессор;

С. А. Худяков, к.т.н., доцент;

Е. П. Патенкова, к.т.н. (отв. секретарь).

© Морской государственный университет ISBN 978-5-8343-0603- имени адмирала Г. И. Невельского, УДК 621.436.001: Л. Б. Леонтьев, А. Л. Леонтьев ПРИЧИНЫ ОТКАЗОВ И ДЕФЕКТЫ ПЛУНЖЕРНЫХ ПАР СУДОВЫХ ДИЗЕЛЕЙ Прецизионные детали топливной аппаратуры являются одними из наиболее ответственных и наименее долговечных узлов топливной аппаратуры судовых дизелей. Они работают в чрезвычайно сложных условиях: вибраций, высоких и переменных давлений, повышенных температур. При этом плунжерными парами обеспечивается: перио дический впрыск топлива в камеру сгорания в количестве, соответст вующем нагрузке двигателя;

своевременное начало и продолжитель ность впрыска, определяющие эксплуатационные показатели двигате ля;

оптимальный закон подачи топлива [1, 2, 3].

На плунжер в основном действуют силы трения и гидродинамиче ские силы потока жидкости. Силы давления жидкости на детали иде альной пары с абсолютной цилиндричностью и высоким качеством обработки поверхности уравновешиваются как в аксиальном, так и в радиальном направлении, а поверхности скольжения плунжера разде лены граничным слоем жидкости. Следовательно, трение плунжера такой идеальной пары зависит лишь от скорости его перемещения и вязкости жидкости. Однако опыт показывает, что трение плунжера реальной пары зависит от давления жидкости и от правильности гео метрических форм плунжера и втулки. При непараллельности обра зующих радиальной щели, в момент открытия отсечного отверстия втулки, а также вследствие деформации корпуса, местных износов ра бочих поверхностей и производственных дефектов возникает нерав номерное распределение давления жидкости в радиальном кольцевом зазоре, вследствие чего возникает неуравновешенная радиальная сила, прижимающая плунжер к стенке втулки и вместо трения при гидро динамической смазке создаются условия для трения при граничной смазке. В результате могут возникнуть силы трения, значительно (в десятки раз) превышающие силы, действующие в паре при закрытом отсечном отверстии втулки и при отсутствии дефектов на сопряжен ных поверхностях деталей.

В судовых дизелях как главных, так и вспомогательных приме няются преимущественно тяжелые сорта топлив, на легких маловяз ких (дизельных) топливах осуществляется, как правило, только за пуск дизеля.

Все виды топлив содержат загрязнители, которыми могут быть как органические, так и неорганические вещества в виде примесей. К органическим примесям относятся асфальтосмолистые вещества окис лительной полимеризации нестабильных компонентов топлива (нена сыщенные углеводороды, сернистые, азотистые и кислородные со единения). Химический состав неорганических загрязнений – окислы кремния, алюминия, железа и цинка.

В высоковязком топливе допускается сравнительно высокое со держание примесей;

в топливе ДМ – 0,2 %, в топочных мазутах 40 и 100 – соответственно до 0,8 и 1,5 %.

Максимальный размер частиц механических примесей, остаю щихся в очищенном топливе, должен быть меньше зазора в прецизи онных узлах трения плунжерного насоса. Для разных двигателей этот зазор колеблется в пределах 6…12 мкм. Наибольшее количество при месей приходится на частицы размером 1…10 мкм [4].

Твердые частицы загрязнений жидкости и смолисто-асфальтовые образования, образующиеся на поверхностях плунжера и втулки при работе на тяжелых сотах топлива, значительно увеличивают силу тре ния. Кроме того, твердые частицы, попавшие в зазор, действуют на плунжер в радиальном направлении и царапают рабочие поверхности.

Плунжерные пары ТНВД бывают трех основных типов: с отсеч ной кромкой, гладкие и с запрессованной втулкой. На судах морского флота преимущественно используются плунжерные пары с отсечной кромкой (свыше 95 %).

Прецизионные детали ТА изготавливают из легированной инст рументальной стали. Для плунжерных пар применяется сталь ХВГ или ее заменители ШХ15, 25Х5М, 30Х3ВА и др., которые подвергают закалке на высокую твердость (более 59 HRC). Термическая обработ ка должна обеспечивать стабильность размеров прецизионных дета лей, которая достигается при завершении структурных превращений в материале деталей. Для этой цели применяют обработку холодом, ре жим которой определяется технологическим процессом термической обработки. Несоблюдение технологического процесса термической обработки ведет к заклиниванию плунжерной пары уже на этапе ее приработки, т. е. в первые часы эксплуатации.

Плотность плунжерных пар устанавливается исходя из необходи мости обеспечения диаметральных зазоров между плунжером и втул кой, исключающих возможность зависания.

Основной причиной отказов плунжерных пар ТНВД является по теря гидроплотности вследствие увеличения зазора между плунжером и втулкой из-за абразивного изнашивания сопряженных поверхностей трения, а также гидроабразивного, кавитационно-эрозионного изна шивания. Реже встречаются отказы из-за задира и заедания, которые приводят к заклиниванию плунжера во втулке.

Исследование рабочих поверхностей плунжерных пар, поступаю щих на восстановление (объем выборки свыше 5 тыс. шт.), позволил установить их распределение по видам износа и повреждениям (в %):

– абразивный износ плунжера и втулки........................................ – гидроабразивный износ отсечной кромки плунжера................. – кавитационно-эрозионный износ в районе отсечного отверстия втулки............................................................................ – кавитационно-эрозионный износ в районе отсечной кромки плунжера............................................................ – задиры (заклинивание)................................................................... Доминирующим видом изнашивания является абразивное. В топ ливе всегда имеются твердые механические частицы. Наибольшую опасность для прецизионных деталей представляют частицы размером от 3 до 10 мкм, соизмеримые с зазором, так как вызывают интенсив ное изнашивание при их попадании в зазор при некачественной очи стке топлива. Попавшие в зазор между плунжером и втулкой частицы дробятся и наиболее интенсивно изнашивают верхнюю часть плунже ра и соответствующую часть втулки [1, 2]. Причем большему износу подвергается плунжер, величина его износа в золотниковой части превышает величину износа втулки в верхней части в 2,0...2,5 раза.

По мере изнашивания увеличивается зазор между деталями, в который могут поступать более крупные частицы. С увеличением за зора возрастает скорость перетекания топлива и абразивное изнаши вание переходит в гидроабразивное. Современные фильтры тонкой очистки топлива не в состоянии отделить частицы менее 0,002 мм.

Наиболее интенсивное изнашивание наблюдается в первый период работы в результате приработки деталей, когда устраняется несоот ветствие выполненных значений геометрических отклонений формы и расположения прецизионных поверхностей, далее интенсивность из нашивания уменьшается.

Детали плунжерных пар большинства судовых дизелей имеют не равномерный износ, проявляющийся в износе направляющих частей и местных износах в зоне нагнетания топлива (рис. 1). У плунжера в наи большей степени изнашивается участок головки в ее верхней части, расположенный против наполнительного отверстия втулки [1]. Изно шенная поверхность имеет вид желобообразной канавки, которая раз мещается вдоль плунжера от верхнего торца и доходит примерно до середины головки. Максимальная глубина ее достигает 25…30 мкм, ширина 4,5…6,0 мм, длина 9…15 мм. Внешними признаками изно шенного участка являются матовый цвет и гребенчатая неровность, за метная при небольшом увеличении. Отсечные кромки плунжера изна шиваются с обеих сторон. Рабочая кромка плунжера вследствие абра зивного изнашивания скругляется. Наиболее изношенный участок плунжера расположен против отсечного отверстия (зона 1 на рис. 1а), а износ достигает величины 25 мкм. Следовательно, при определении величины толщины покрытия, которую необходимо нанести на плун жер для восстановления номинального зазора в сопряжении необходи мо ориентироваться на максимальную величину износа в верхней части плунжера.

а б Рис. 1. Местные износы плунжера (а) и втулки (б):

1 – зона наибольшего износа плунжера, расположенная против наполнительного отверстия втулки;

2 – зона износа в районе отсечной кромки;

3 – зона износа втулки в районе впускного отверстия Характер износов и микронеровности на изношенной поверхно сти позволяют сделать вывод, что данные участки плунжера под вергаются преимущественно абразивному изнашиванию, реже – ка витационному. Причина износа – ухудшение условий смазки, вы званное высокими температурами и повышенными зазорами, а так же попаданием абразивных частиц.

Наибольшему изнашиванию у втулок подвергается рабочая по верхность, прилегающая к наполнительному и отсечному отверстиям.

Максимальный износ зоны наполнительного отверстия доходит до 25…30 мкм, износ в зоне отсечного отверстия имеет меньшую вели чину и составляет 15…20 мкм. Износ в районе отверстий имеет вид желобообразной канавки (рис. 1б) шириной 4…5 мм, проходящей вдоль втулки, расположенной вертикально или под небольшим углом.

В большей степени изношена поверхность над отверстием и имеет протяженность до 6…8 мм от ее кромки вверх. Основная причина износа – кавитационно-эрозионное и гидроабразивное изнашивание После 20…25 тыс. ч работы дизеля диаметральный зазор в плун жерной паре увеличивается для среднеоборотных дизелей на 6–10 мкм, для малооборотных дизелей на 10…15 мкм, а в прецизионном сопря жении распылителя на 3…8 мкм уже через 10…15 тыс. ч в зависимо сти от типоразмера и применяемого топлива. Однако следует иметь в виду, что износ верхней части плунжера в районе отсечных кромок, которая определяет гидроплотность плунжерной пары, существенно больше, чем у остальной части. Плунжерные пары, как правило, заме няют в том случае, когда запуск дизеля становится проблематичным, т. е. когда зазоры у отказавших плунжерных пар значительно превы шают предельно допустимый зазор для данного сопряжения и протеч ки топлива не позволяют запустить холодный двигатель на легком то пливе. Поэтому износ отказавших плунжерных пар в районе отсеч ных кромок для различных типов дизелей отличается незначительно (рис. 2) и колеблется в пределах 16…27 мкм (средняя величина изно са для дизелей, работающих на дизельном топливе, составляет 18,2 мкм;

а при работе на тяжелых сортах топлива – 20,6 мкм для СОД и 22,4 мкм для МОД). Зазоры в сопряжении у отказавших плунжер ных пар по сравнению с номинальными (установочными) увеличива ются в 2,4…5,5 раз, причем наибольший относительный зазор наблю дается у СОД, работающих на дизельном топливе и имеющих номи нальные зазоры несколько меньше, чем у эксплуатирующихся на тя желых сортах топлива (запуск дизелей, как правило, осуществляется на легком топливе).

Анализ среднего зазора в верхней части отказавших плунжерных пар (район отсечных кромок) и диаметра плунжера позволил устано вить наличие регрессионной зависимости между ними (рис. 2):

от = 13 + 0,55d, мкм где d — диаметр плунжера в мм.

Абразивный износ возникает при попадании твердых частиц в рабочие зазоры пар. Твердые частицы находятся в топливе, прошед шем фильтр тонкой очистки;

кроме того, они образуются в результате коррозионных и эрозионных процессов, протекающих в топливной аппаратуре. Зазор между сопрягающимися поверхностями пары во время работы не остается величиной постоянной, так как давление впрыска, действующее в рабочей камере насоса, вызывает упругие деформации плунжера и втулки, зазор при этом увеличивается. В ре зультате, при нагнетательном ходе плунжера в увеличенный кольце вой зазор попадают твердые частицы, не задержанные фильтром тон кой очистки. При движении частиц по зазору далее происходит при тупление и измельчение абразивных частиц, этим объясняется боль шая величина износа у верхнего торца плунжера по сравнению с ос тальной ее частью [1, 2, 5].

Рис. 2. Зависимость зазора от диаметра плунжера:

1 – среднего зазора в верхней части отказавших плунжерных пар (район отсечных кромок);

2 – номинальный зазор в плунжерной паре при работе на тяжелом топливе При ходе наполнения давление в рабочей камере насоса снижает ся, зазор резко уменьшается и частицы, оставшиеся в нем, либо сми наются, либо врезаются в тело прецизионной пары, пластически де формируя поверхностный слой деталей или срезая мельчайшие участ ки металла. Такие срезы остаются в виде царапин.

Кавитационно-эрозионный износ наблюдается как у втулок, так и у плунжеров. Участки поверхностного разрушения металла располагаются преимущественно в районе отсечной кромки плун жера, у втулок они расположены только в районе наполнительных и отсечных отверстий. Износ появляется в виде точек, затем пере ходит в сыпь, каверны и далее в сплошные участки поверхностного разрушения.

На некоторых типах дизелей (например, ЧН 40/46, PC2L, PC2V, МАК 8М601, Т23НН и др.) наблюдается интенсивный кавитационно эрозионный износ в виде каверн глубиной до 0,3 мм в районе впуск ного и отсечных отверстий на втулке и у плунжера в районе отсечных кромок. Данный вид изнашивания возникает вследствие турбулентно го течения топлива в момент его поступления в плунжерную пару и в момент окончания выхода топлива из плунжерной пары.

Износ вследствие радиальной неуравновешенности плунжера возникает с появлением боковых давлений на плунжер. Этот вид из носа проявляется в виде местных натиров на плунжере в зоне контак та. Натиры на поверхности плунжера и втулки выражаются в виде светлых пятен. Причинами этого дефекта могут быть перекосы плун жера, радиальная неуравновешенность, технологические погрешности при обработке и сборке пары.

Коррозионный износ является весьма распространенным дефек том. Он обуславливается присутствием в топливе активных сернистых соединений, неорганических и органических кислот и ванадия. Агрес сивность сернистых соединений особенно возрастает при наличии в топливе воды.

Заклинивание плунжера во втулке происходит при:

– рекристаллизации металла из-за нестабильности его структуры.

При термической обработке сталей ХВГ и ШХ-15 (закалка и отпуск) значительная часть аустенита (до 30 %) не переходит в мартенсит. Ос таточный аустенит, переходя с течением времени в мартенсит, вызыва ет изменение геометрических размеров или коробление деталей преци зионной пары, поскольку мартенсит имеет больший удельный объем;

– попадании в топливную систему механических примесей;

– использовании некачественного топлива, обладающего низкими триботехническими (смазочными) свойствами;

– коррозии прецизионной пары.

В практике также бывают случаи заклинивания плунжерных пар при переводе дизеля с одного вида топлива на другое, температура которых отличается на 40…70 °С. Причинами появления данного вида отказа являются: неодинаковое тепловое расширение сопряженных деталей, недостаточный зазор в паре и попадание механических при месей в зазор плунжерной пары.

Изменение физико-механических свойств поверхностных сло ев прецизионных деталей в процессе эксплуатации. Анализ долго вечности плунжерных пар позволил установить, что низкий ресурс некоторых пар обусловлен пониженной твердостью, как плунжера, так и втулки.

В процессе эксплуатации поверхностный слой прецизионных дета лей претерпевает изменения. Микродеформации рабочих поверхностей деталей пар приводят к местному изнашиванию, возникновению высо ких удельных давлений, высоких мгновенных температур, которые распределяются в локальных зонах или воздействуют на большие по верхности. В процессе работы, в результате воздействия местных вы соких удельных давлений и температур в поверхностных слоях втулки и плунжера (особенно при работе на тяжелом топливе) появляется структура отпуска и происходит изменение формы и распределения карбидов. Наблюдается также коагуляция, заключающаяся в росте частиц карбида. Коагуляция карбидов происходит наиболее интен сивно в условиях местного циклического нагрева при температуре, близкой к температуре точки Ас1. Твердость и износостойкость в этом случае снижаются. Возникающие скопления карбидов, карбидные строчки и карбидная полосчатость (полосы разных структур от троо стита до игольчатого мартенсита) являются очагами образования мик ротрещин и выкрашивания частиц металла при износе.

Исследования твердости рабочих поверхностей плунжерных пар, работающих на тяжелых сортах топлива (например, флотском мазуте), позволили установить, что через 12…15 тыс. ч эксплуатации твер дость на некоторых дизелях снижается на 6…8 ед. HRC в верхней части плунжера (от торца плунжера до района отсечных кромок) по сравнению с остальной рабочей поверхностью и составляет 54… HRC, что приводит к повышенному износу плунжера и втулки в дан ном районе. Кроме того, в эксплуатации встречаются плунжера с твердостью всего 46…50 HRC, что значительно ниже регламентиро ванной твердости, которая должна быть не менее 59 HRC. При этом твердость втулок также снижена и составляет 49…57 HRC.

Таким образом, основной причиной отказов плунжерных пар яв ляется потеря гидроплотности вследствие увеличения зазора из-за аб разивного изнашивания. Максимальный износ наблюдается в верхней нагнетательной части плунжера, причем износ плунжера в 2…2,5 раза больше износа втулки.

Список литературы 1. Антипов, В. В. Износ прецизионных деталей и нарушение характе ристик топливной аппаратуры / В. В. Антонов – М. : Машинострое ние, 1972. – 176 с.

2. Бахтиаров, Н. И. Повышение надежности работы прецизионных пар топливной аппаратуры дизелей / Н. И. Бахтиаров, В. Е. Логинов, И. И. Лихачев. – М. : Машиностроение, 1972. – 200 с.

3. Леонтьев, Л. Б. Технологическое обеспечение долговечности прецизионных деталей топливной аппаратуры судовых дизелей // Транспортное дело России. Спецвыпуск. – 2004. – № 2. – С. 62–67.

4. Средства очистки жидкостей на судах : справочник / Под общей ред. И. А. Иванова. – Л. : Судостроение, 1984. – 272 с.

5. Фомин, Ю. Я. Топливная аппаратура дизелей / Ю. Я. Фомин. – 2-е изд., перераб. и доп. – М. : Машиностроение, 1975. – 216 с.

УДК 621.375. В. М. Ходаковский, А. Г. Рогулин ЛАЗЕРНОЕ УПРОЧНЕНИЕ ОПОР ПОДШИПНИКОВ КАЧЕНИЯ СУДОВЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН КАК МЕТОД ПОВЫШЕНИЯ ИХ НАДЕЖНОСТИ Подшипники качения судовых электрических двигателей и генера торов в своем большинстве имеют местное нагружение. При таком на гружении кольцо воспринимает постоянную по направлению резуль тирующую радиальную нагрузку Fr (например, натяжение приводного ремня, силу тяжести конструкции) одним и тем же ограниченным уча стком окружности дорожки качения и передает ее соответствующему ограниченному участку посадочной поверхности корпуса (рис 1а).

Эпюра напряжений при местном нагружении показана на рис. 1б.

Исходя из условий эксплуатации, посадки по присоединительным поверхностям таких подшипников необходимо выбирать таким обра зом, чтобы внутреннее вращающееся кольцо подшипника было смон тировано с натягом, исключающим возможность обкатки и проскаль зования этого кольца по посадочной поверхности вала, а наружное кольцо необходимо монтировать с зазором. При посадке с зазором на ружного кольца устраняется заклинивание шариков, вызванное ме стным нагружением, а само кольцо под действие толчков и вибрации постепенно поворачивается относительно посадочной поверхности опоры (крышки электрического двигателя или генератора), благодаря чему износ беговой дорожки наружного кольца происходит равно мерно по всей поверхности кольца и с меньшей интенсивностью.

Исходя из нормативно-технической документации, рекомендован ными посадками для данных соединений являются переходные посад ки Js7/l0, Js7/l6, Js6/l4 и Js6/l5. График наибольших зазоров и натягов этих посадок наружного кольца диаметром 90 мм приведен на рис. 2.

Характер переходной посадки предопределяет развитие на контак тирующих поверхностях сухого трения со значительной долей силы трения покоя, что приводит к повышенному износу опорной поверхно сти. Износ опорных поверхностей подшипников сверх допустимой величины нарушает точность взаимного расположения ротора элек трических машин и корпуса, в результате чего возникает динамиче ская неустойчивость и вибрация, что сопряжено с опасностью разру шения подшипника на ходу и аварийным выходом из строя энергети ческой установки судна.

а б Рис. 1. Местное нагружение подшипника качения 90 J s 7/l0 90 J s 7/l6 90 J s 6/l4 90 J s 6/l Наиболь ший зазор Наиболь ший натяг Рис. 2. График наибольших зазоров и натягов посадок наружного кольца при местном нагружении При работе деталей в условиях сухого трения важнейшее значение имеет правильный подбор материала деталей. Физико-механические свойства материала контактирующих деталей должны иметь мини мальный коэффициент трения, отсутствие склонности к задиру, хоро шую прирабатываемость.

Однако в данном случае выбор материала для колец подшипников и крышек электрических машин определяется не работой их сопря гаемых поверхностей в условиях сухого трения, а совсем другими причинами.

Материалом колец подшипников качения является сталь типа ШХ15, закаленная на твердость 60…65 HRC из условия работы этих деталей при высоких удельных давлениях, возникающих на беговой дорожке при контакте с шариками.

Материалом крышек электрических машин в большинстве случаев является серый чугун типа СЧ20 и СЧ25. Это объясняется хорошими литейными свойствами серого чугуна, способностью гасить вибрации, хорошей обрабатываемостью и низкой стоимостью.

Физико-механические свойства чугуна определяются его структу рой. В нашей стране и за рубежом получило распространение измене ние свойств рабочей поверхности детали с помощью лазерной обра ботки [1], которая позволяет создавать в поверхностных слоях струк туры, обладающие качественно новыми свойствами, ведущими к по вышению износостойкости рабочей поверхности.

При лазерном оплавлении поверхности чугунных деталей в зоне нагрева формируется структура, содержащая остаточный аустенит 2, 3. Наличие остаточного аустенита оказывает влияние на свойства упрочненного чугуна в том числе на прирабатывемость и износостой кость деталей в условиях сухого трения.

Зона оплавления чугунов состоит из мелкодисперсной смеси це ментита и аустенита. Из-за высокой скорости охлаждения кристалли зация избыточного аустенита подавляется, и весь расплав затвердева ет квазиэвтектически с образованием с образованием квазиледебури та. Затвердевание идет по метастабильной диаграмме железо-углерод без выделения свободного графита. Наличие графита в зоне оплавле ния обусловлено неполным его растворением при нагреве, а также всплытием из нижних слоев. В зоне оплавления образуются поры.

Образование пор обусловлено выделением газа, адсорбированного на графите. Наибольшее количество пор образуется при высокой скоро сти обработки и высокой плотности мощности излучения. Кроме того, при этом же режиме обработки возникают трещины. Микротвердость зоны оплавления зависит от марки чугуна. Так для серого чугуна СЧ25 она составляет 7500...10000 МПа.

Зона закалки из твердой фазы имеет неоднородную структуру. В верхней части на границе с зоной оплавления имеет место значитель ное насыщение матрицы углеродом из графитных включений. При этом формируется аустенитоцементитная структура, микротвердость которой достигает микротвердости зоны оплавления. Если насыщение матрицы углеродом незначительное, то образуется аустенитоцемен титная структура с большим количеством остаточного аустенита.

Микротвердость в этом случае снижается до 5000...6000 МПа. В сред ней части зоны закалки из твердой фазы имеет место различное на сыщение матрицы углеродом в зависимости от расстояния до графит ных включений. Рядом с графитом матрица насыщается углеродом сильнее, а при увеличении расстояния слабее. Поэтому по мере уве личения расстояния от графита образуется ряд структурных состав ляющих: твердая аустенитоцементитная структура и менее твердая аустенитомартенситная структура. Благодаря насыщению матрицы углеродом из графитных включений происходит упрочнение зоны за калки из твердой фазы ферритных чугунов. На большом расстоянии от графита в чугунах с перлитной или сорбитной матрицей образуется структура мартенсита или мартенситотроостита, которая имеет мень шую микротвердость. В нижней области зоны закалки из твердой фа зы количество аустенитоцементитной составляющей уменьшается, а мартенситной увеличивается. В целом структура зоны закалки из твердой фазы характеризуется большой неоднородностью и, как след ствие, большим разбросом значений микротвердости от 3000 до 9000 МПа.

Таким образом, лазерное упрочнение серого чугуна позволяет в широких пределах изменять его свойства, что делает его перспектив ным методом упрочнения поверхностей опор подшипников качения.

Список литературы 1. Григорьянц, А. Г. Лазерная техника и технология. В 7 кн. Кн. 6.

Основы лазерного термоупрочнения сплавов : учеб. пособие для вузов / А. Г. Григорьянц, А. Н. Сафонов ;

под ред. А. Г. Григорьянц. – М. :

Высш. шк., 1988. – 159 с.

2. Андрияхин, В. М. Структурно-фазовые изменения в поверхно стных слоях серых чугунов, обработанных излучением ОКГ / В. М. Андрияхин, Н. В. Еднерал, Х. А. Мазорра и др. // Изв. вузов.

Черная металлургия. – 1981. – № 7. – С. 91–94.

3. Крапошин, В. С. Лазерное расплавление поверхности луча со сканированием луча / В. С. Крапошин, К. В. Шахлевич, В. П. Бирюков // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1988. – № 11.

– С. 57–59.

УДК 629.5.021–0.34:629. Г. Т. Казанов, В. М. Ходаковский, Е. П. Патенкова МЕТАЛЛОГРАФИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ КОРПУСНОЙ СТАЛИ БОЛЬШОГО МОРСКОГО ТАНКЕРА «ВЛАДИМИР КОЛЕЧИЦКИЙ»

К настоящему времени доказана зависимость между структурой материала и его сопротивлением микроразрушению, поэтому при оп ределении усталостных характеристик корпусной стали учитываются данные о параметрах её структуры.

При прогнозировании полного и тем более остаточного ресурсов корпуса судна и отдельных его конструкций необходимо иметь дан ные о структуре корпусной стали в состоянии поставки и о допусти мой структурной повреждённости при эксплуатации судна.

Металлографическому исследованию подвергались образцы кор пусной стали марки 09Г2 как в состоянии поставки, так и после 30-летней эксплуатации (вырезанные из листов палубы большого мор ского танкера (БМТ) «Владимир Колечицкий»). Исследования прово дились на металлографических микроскопах МЕТАМ РВ и Leica DM4000M при увеличениях 50…500 раз, микротвёрдость измеря лась на микротвердомере МНТ-10 при нагрузке 150 г. Величина то чечных включений и величины зёрен феррита и перлита измерялись с помощью программы Image Tool for Windows (Version 3.00) при уве личениях 50 и 500 соответственно.

Металлографическому исследованию подвергались образцы до травления и после травления в 4%-ном растворе азотной кислоты в спирте.

Исследование образцов до травления показало, что форма, вели чина и расположение включений в исследуемых образцах заметно от личаются. На некоторых образцах имеют место только точечные включения (рис. 1). Величина точечных включений изменяется от 4,47 до 18,24 мкм и их расположение не зависит от направления про ката, оно хаотичное.

На других образцах наблюдаются неметаллические включения, вытянутые по направлению проката (рис. 2, 3). Ширина таких неме таллических включений колеблется от 0,15 мкм до 22 мкм, а длина от 9 мкм до 242 мкм. В некоторых случаях наличие включений практи чески не было выявлено.

Правильную оценку несущей способности поврежденной конст рукции можно обеспечить с позиции механизма разрушения. Дефекты (трещины, различные включения), имеющие технологический или эксплуатационный характер, вносят свой вклад в процесс разрушения стали. Поэтому, чтобы конструкция не разрушилась, напряжения в стали не должны превышать предел текучести [1].

Рис. 1. Расположение точечных неметаллических включений, а б Рис. 2. Неметаллические включения, вытянутые вдоль проката:

а) 100;

б) Рис. 3. Расположение неметаллических включений в структуре стали, Исследование образцов после травления показало, что микро структура стали феррито-перлитная ярко выраженного строчечного строения. Для сравнения на рис. 4 показана микроструктура стали в исходном состоянии и после 30 лет эксплуатации в составе корпуса БМТ «Владимир Колечицкий».

а б Рис. 4. Микроструктура корпусной стали в исходном состоянии (а) и после 30 лет эксплуатации (б), Результаты металлографических исследований приведены в табл. 1.

Таблица Результаты металлографических исследований После 30 лет Исходное состояние эксплуатации вдоль вдоль Величина зер 3,46…27,83 5,6…47, проката проката на феррита, поперёк поперёк мкм 4,11…23,77 5,19…20, проката проката Количество 27,6…36,6 (ср. 32,1) 21,19…38,13 (ср. 31,42) перлита, % Количество 72,4…63,4 (67,9) 61,87…78,81 (ср. 68,58) феррита, % Микротвёр- 232 дость, HV Результаты металлографических исследований, полученные в данной работе, служат развитию эффективного использования рас чётных алгоритмов технической диагностики судовых корпусных конструкций [2, 3, 4].

Механические свойства сплавов при одинаковой дисперсности со ответствуют среднеарифметическому значению свойств структурных составляющих соответственно их количеству. Поскольку сталь явля ется сплавом, образующим механическую смесь, её механические свойства также согласно закону Курнакова [4] можно определить гра фическим и аналитическим путём.

При аналитическом определении свойств доэвтектоидной стали исходят из того, что для перлита с обычной дисперсностью в = = 882,9 МПа, = 10 %, НВ = 1960 МПа, для феррита в = 293,4 МПа, = 30 %, НВ = 980 МПа.

Металлографическими исследованиями корпусной стали БМТ «Владимир Колечицкий» установлено, что в среднем она состоит из 31,42 % перлита и 68,58 % феррита. Согласно проведённым металло графическим исследованиям, количество перлита в структуре палуб ной стали колеблется в диапазоне от 21,19 до 38,13 %. При таком со держании в стали перлита и феррита её механические характеристики после эксплуатации в течение 30 лет будут равны значениям, приве дённым в табл. 2.

Химический состав корпусной стали БМТ определялся в испыта тельной химико-технологической лаборатории федерального государ ственного унитарного предприятия «178 судоремонтный завод» МО Российской Федерации (табл. 3).

Таблица Механические свойства корпусной стали Количество Согласно ГОСТ 19282- структурных (категория стали D32, состояние Расчётные значения составляющих поставки – спокойная, нормализованная) в, МПа, % в, МПа, % перлит феррит не менее среднее 479,20 23, 450 min max 419,02 25, max min 518,73 22, Таблица Химический состав корпусной стали Химический состав, % (остальное Fe) С Mn Si Cu Cr Ni не более Категория стали не более не более не более D32 0,18 0,9–1,6 0,1–0, 0,35 0,2 0, (по ГОСТ 19281–89) По результатам 0,17 1,1 0,2 0,03 0,04 0, анализа Химический состав и механические свойства корпусной стали БМТ «Владимир Колечицкий» соответствуют категории D32. Показа тели механических свойств корпусных сталей, по данным сдаточных испытаний большого количества листов на различных металлургиче ских заводах-поставщиках, существенно превосходят минимальные значения, установленные действующими стандартами [5]. Результа тами данной работы это обстоятельство так же подтверждается.

Список литературы 1. Серенсен, С. В. Усталость материалов и элементов конструкций / В. С. Серенсен. – Киев : Наукова думка, 1985. – Т. 2. – 256 с.

2. Матохин, Г. В. Оценка ресурса сварных конструкций из пер литно-ферритных сталей : монография / Г. В. Матохин. – Владивосток : Изд-во ДВГТУ, 2001. – 202 с.

3. Казанов, Г. Т. Номинальная усталостная долговечность в оцен ках надежности судов Дальневосточного бассейна после длительной эксплуатации / Г. Т. Казанов, А. П. Герман, В. В. Новиков, Г. П. Тур мов // Тезисы докладов конференции по строительной механике ко рабля памяти проф. Ю. А. Шиманского. – Санкт-Петербург, 2001. – С. 43–45.

4. Мозберг, Р. К. Материаловедение : учебное пособие / Р. К. Моз берг. – М. : Высш. шк., 1991. – 448 с.

5. Справочник по современным судостроительным материалам / В. Р. Абрамович, Д. В. Алёшин, И. М. Альшиц и др. – Л. : Судострое ние, 1979. – 584 с.

УДК 62-233.132.004.413.4:621.824. А. Г. Токликишвили ПРОБЛЕМЫ И ПЕРСПЕКТИВЫ ВОССТАНОВЛЕНИЯ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ Работоспособность двигателя, стабильность его технико экономических характеристик в процессе эксплуатации зависят от срока службы и состояния коленчатого вала. Известно, что значитель ная часть двигателей эксплуатируется после капитального ремонта основных деталей. На сегодняшний день проблема качественного вос становления коленчатых валов судовых дизелей является актуальной.

В основном это связанно с их высокими стоимостью и требованием надежности.

В настоящее время применяют два вида ремонта. Первый из них предполагает обработку шеек коленчатых валов под один из ближай ших ремонтных размеров [1]. Это наиболее простой и с экономиче ской точки зрения недорогой метод, несмотря на то, что, начиная уже со второго ремонтного размера, у коленчатых валов из-за снятия уп рочненного слоя металла интенсивность изнашивания коренных и ша тунных шеек возрастает, что резко сокращает ресурс работы дизеля.

Устранить этот недостаток можно путем упрочнения шеек ТВЧ с по следующей финишной обработкой или повторного азотирования, ко торые имеют свои недостатки, например, как вредность производства, длительность процесса, высокая энергоемкость и в некоторых случаях разупрочнение основного материала коленчатого вала.

Вторым способом восстановления коленчатых валов является на несение износостойких покрытий, которые позволяют получать высо кую долговечность без применения термообработки, но имеют низкий предел выносливости.

Для восстановления применяются электролитические способы на несения покрытий. Хромирование коленчатых валов с применением традиционного оборудования имеет ряд недостатков. Прежде всего, это высокая стоимость, снижение усталостной прочности коленчатого вала, выкрашивание и отслоение хрома во время работы сопряжения, поэтому процесс не нашел широкого применения [2].

Железнение коленчатых валов приводит к схватыванию поверхно стей. Покрытия, полученные этим методом очень чувствительны к изменению скорости скольжения поверхности трения. При повыше нии скорости скольжения возрастает коэффициент трения и соответ ственно температура контактной зоны. Кроме того, общим для элек тролитических покрытий недостатком является наводораживание и, как следствие, последующее интенсивное изнашивание восстановлен ной поверхности [3].

Однослойная наплавка под флюсом исследовалась Г.И. Доценко [4]. Для наплавки применяли проволоку разных марок, в том числе пружинную 2 класса ГОСТ 1071–81, Св-12ГС ГОСТ 792–67 и другие.

Наплавку производили под флюсами АН-348А, ОСЦ-45, АН- ГОСТ 9087–81 без примешивания и с примешиванием к флюсу графи та, феррохрома, ферромарганца, ферромолибдена, алюминиевого по рошка и других компонентов для получения наплавленного металла мартенситной структуры без пор и трещин. Наплавку производили при разном шаге, прямой и обратной полярности, разных напряжений дуги и индуктивности сварочной цепи, скорости подачи электродной проволоки и вращения детали. Все разновидности однослойной на плавки под флюсом не дали положительных результатов. Наплавлен ный металл имел неоднородную структуру и твердость, содержал по ры, трещины и шлаковые включения. Наличие данных дефектов не позволяет рекомендовать этот способ для широкого применения.

Способ наплавки в среде углекислого газа разработан Г.И. Доцен ко [4]. Шейки чугунных коленчатых валов наплавлялись проволокой разных марок, в том числе Нп-2Х13, Св-12ГС, ОВС, Нп-30ХГСА, Св-08 и другими. Во всех случаях структура наплавленного металла была неудовлетворительной, в слое имелись поры и трещины. Наи меньшее количество дефектов на поверхности шеек получается при наплавке проволокой Нп-2Х13, наплавленный металл при этом имеет структуру аустенита с карбидной сеткой и неравномерную по длине твердость, колеблющуюся от 51 до 60 HRC. Износ шеек чугунных ко ленчатых валов, наплавленных в углекислом газе проволокой Нп 2Х13, был больше не наплавленных шеек. Усталостная прочность при этом способе снижается на 45…50 %. Из-за указанных недостатков такую наплавку применять нецелесообразно.

Использование комбинированного способа плазменной наплавки (одновременная подача в сварочную ванну проволоки и порошка) по зволяет повысить сопротивление усталости. Для наплавки галтелей используют порошок ПГ-СР3 или ПГ-СР4 (20…25 %) + проволока Св-15ГСТЮЦА (75…80 %);

для цилиндрической части шейки – по рошок ПГ-СР4 (12 %) + проволока Св-08МХ или Св-08Г2С (88 %) [5].

Наплавочные слои получаются высокого качества, глубина проплав ления не превышает 0,7 мм [5]. Твердость 50…54 HRC [5].

Общим недостатком наплавочных способов восстановления из ношенных коленчатых валов считают значительное термическое воз действие сварочной дуги на деталь, сопровождаемое ее расплавлени ем, возникновением остаточных напряжений, деформаций, трещин и, как следствие, снижением сопротивления усталости [5]. Для снятия остаточных напряжений, возникших в наплавленном слое, прибегают к термообработке, в процессе которой очень часто происходит короб ление коленчатого вала. Данный метод нашел широкое применение при восстановлении коленчатых валов тракторных двигателей [5].

Наиболее перспективным методом восстановления коленчатых ва лов является плазменное напыление, благодаря наличию пор и форми рованию слоистой структуры [5]. Напыление осуществляется порош ками ПГ-АН9 и FeCrMo дисперсностью 60…80 мкм [5]. В целях по вышения адгезионной прочности прибегают к нанесению подслоя. В качестве подслоя используют термореагирующий порошок ПТ-Ю5Н [5]. Покрытие выдерживает длительные высокие циклические нагруз ки. Из-за остаточной пористости покрытие удерживает масло (осо бенно необходимое при пуске холодного двигателя), повышает на дежность узла и снижает вероятность образования заедания (свобод ный графит во время работы выходит на поверхность и выполняет роль дополнительной твёрдой смазки). Последующее применение по крытий на основе природных материалов геологического происхож дения (геоматериалов) позволяет решить следующие задачи: повыше ния ресурса, снижения коэффициента трения и механических потерь;

ускоренной приработки сопряженных поверхностей. Насыщение по верхностных слоев минеральными материалами (чаще всего серпен тинитами), улучшает работу трибоузла на режимах трения при гра ничной и смешанной смазке и, соответственно, повышает его ресурс.

Подводя итоги, следует отметить, что существующая практика восстановления коленчатых валов может существенно измениться с применением передовых подходов, значительно повысив качество по крытий. Таким образом, задача повышения долговечности коленчатых валов судовых дизелей нанесением износостойких покрытий является актуальной и требует дальнейшего изучения.

Список литературы 1. Тартаковский, Э. Д. Анализ эффективности существующих ме тодов ремонта коленчатых валов дизеля 5Д49 [Электронный ресурс] / Э. Д. Тартаковский, В. Г. Гончаров, В. М. Сапожников. – Путь доступа : http://www.nbuv.gov.ua/portal/natural/Znpudazt/2009_107/n107-71.pdf.

2. Волков, Г. С. Хромирование шеек крупногабаритных валов / Г. С. Волков, Э. Н. Картюшкин, К. М. Гланцева, В. Е. Хабенко // Тех нология и организация производства. – 1977. – № 3. – С 58–62.

3. Матюшенко, В. Я. Износостойкость наводороженных металлов / В. Я. Матюшенко – в кн.: Исследование водородного износа. – М. :

Наука, 1977. – 133 с.

4. Доценко, Г. Н. Восстановление чугунных коленчатых валов ав томатической наплавкой / Г. Н. Доценко. – М. : Транспорт, 1970. – 56 с.

5. Хмелевская, В. Б. Повышение надежности судового оборудо вания технологическими методами. В 3 т. Т. 3. Восстановление и уп рочнение деталей / В. Б. Хмелевская, Л. Б. Леонтьев. – Владивосток :

Морской государственный университет ;

Дальнаука, 2005. – 356 с.

УДК 629.5.026.2.004.64:621. В. Н. Макаров ВЛИЯНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЙ ФАКТОРОВ НА УРОВЕНЬ ВИБРАЦИИ СУДОВЫХ ТЕХНИЧЕСКИХ СРЕДСТВ Современное судно, как ни одно другое инженерное сооружение, насыщено различного типа судовыми техническими средствами (СТС) и конструкциями. Число их в зависимости от типа и назначения судна может доходить до 80 и более. Характеристики этих СТС могут изменяться в широких пределах, как по мощности, так и по частоте вращения валов. В табл. 1 приведен перечень основных СТС, устанав ливаемых на судах. Это позволяет судить, насколько велика вероят ность возникновения вибрации в машинном отделении и как широк ее частотный диапазон. Следует учитывать, что главные двигатели, осо бенно МОД большой мощности, могут вызвать и общую вибрацию корпуса судна.

Основными источниками вибрации в машинном отделении явля ются:

– гребные установки с двигателями внутреннего сгорания, турби нами и электродвигателями);

– гребные винты;

– вспомогательные силовые установки (дизель-генераторы, турбо генераторы и т. д.);

– механизмы (насосы, электродвигатели, редукторы, мультиплика торы, вентиляторы, холодильные установки и кондиционеры и т. д.).

Для силовых установок характерны два вида вибрации:

– низкочастотные колебания до 12 Гц, связанные с поперечными, крутильными и продольными вибрациями валопровода и двигателей;

– высокочастотные колебания, связанные с вибрацией деталей турбогенераторов и высокооборотных СТС.

Таблица Перечень основных механизмов устанавливаемых на судне Частота воз- Частота Наименование Наименование буждающей возбуждаю механизма механизма силы, Гц щей силы, Гц Главные двигатели 1,5-16 Турбонасосы 70- Топливные электро Турбины 120-300 12- насосы Дизель-генераторы 7-13 Электровентиляторы 10- Газотурбонагнетатели 120- Гребные винты:

Электрокомпрессоры 10- 1,3- первый порядок Водяные электронасо- 5- лопастные частоты 7- сы Масляные электрона 8-13 Валопровод 1,2-3, сосы Для каждого механизма и смежных конструкций можно выявить наиболее характерные усилия, возбуждающие вибрацию:

– гидродинамические силы, возникающие от гребных винтов, на сосов, подруливающих устройствах, гидрофорах;

– механические – возникают во всех СТС, включая гребные уста новки, турбозубчатые агрегаты, редукторы, дизель-электрические ус тановки, насосы и т. д.;

– воздушные – возникают в вентиляторах, кондиционерах, возду хопроводах, компрессорах;

– электромагнитные – возникают в генераторах, электродвигате лях и преобразователях тока.

Не исключено, что вибрация может возбуждаться знакоперемен ными силами и моментами, что затрудняет определение источников и усложняет разработку методик по снижению уровней вибрации.

Возбуждающие вибрацию силы могут являться следствием конст руктивных или технологических ошибок, допущенных при проекти ровании, изготовлении или ремонте механизмов. Также они могут возникнуть в результате нарушений Правил технической эксплуата ции СТС.

Точки приложения возмущающих сил, их величина, периодич ность действия и время возникновения могут быть совершенно раз ными для одних и тех же механизмов.

Основные причины возбуждения вибрации, характерные для большинства механизмов, следующие:

1. Частота колебаний, возникающих в результате несоосности аг регатированных механизмов, равна частоте их вращения. Наибольшая вибрация наблюдается при соединении валов жесткими и полужест кими муфтами.

2. При нарушении центровки механизмов возможны два варианта:

излом соединяемых валов и смещение осей валов. В первом случае преобладает величина осевых колебаний, во втором – амплитуды виб рации в поперечном направлении больше, чем в осевом.

3. Возмущение при работе зубчатых передач, обычно происходит на частоте вращения колес, умноженных на число их зубьев. Однако не исключена возможность возникновения вибрации с частотами вращения колес и с другими частотами [5].

Регулярное измерение вибрации СТС выявляет два типа устойчи вых изменений вибрации:

– тренд, вызываемый изменением структурных параметров меха низма в процессе износа и старения;

– скачкообразное, дискретное, связанное с разрушениями деталей или регламентными работами.

Тренд уровня вибрации, выявляемый по большому числу измере нии, связан как с выработкой ресурса механизма, так и спроцессом старения, т. е. со сроком службы механизма независимо от его нара ботки.

Наиболее характерными видами износа, влияющими на изменение вибрации, являются:

– разбалансировка, расцентровка, нарушение плотности насадки отдельных узлов ротора, происходящие под действием длительного воздействия переменных сил, что приводит к увеличению вибрации, прежде всего на частоте вращения;

– механический износ пар трения (в процессе приработки меха низма этот вид износа может вызвать уменьшение вибрации), по мере увеличения износа и увеличения зазоров динамические силы взаимо действия в рабочих узлах и их вибрация усиливаются;

– коррозионный и эрозионный неравномерный износ деталей, на ходящихся в жидкости, в первую очередь рабочих колес насосов за бортной воды;

ухудшение качества поверхности лопастей (вплоть до разрушения отдельных участков) изменяет условия обтекания, усили вает вероятность появления кавитации и приводит к повышению виб рации;

– засорение трубопроводов судовых систем, главным образом, систем забортной воды (отложение продуктов коррозии, солеотложе ние в трубопроводах прокачки теплообменников и т. д.), приводящее к увеличению их сопротивления. При этом возрастает напор насоса, что также вызывает изменение режима работы СТС и увеличивается уровень вибрация.

Эффект старения или изменение характеристик механизма во вре мени, связано с изменением свойств смазочного масла и ухудшением качества резинотехнических изделии (амортизаторов, муфт, рукавов, манжет, уплотнений и т. п.).

Изменение вязкости смазочного масла влияет на уровни вибрации подшипников. Как показывает опыт эксплуатации СТС, замена смазки приводит к уменьшению вибрации в диапазоне средних и высоких частот на 4…6 дБ [5]. Нарушение подачи смазки приводит к значи тельному повышению уровня вибрации в области высоких частот на 30…50 дБ.

Старение резины, используемой для виброизоляции СТС, как пра вило, связано с повышением её жесткости. Повышение жёсткости виб роизоляции уменьшает амплитуды вибрации на лапах СТС и фланцах присоединения их к трубопроводам, но приводит к увеличению вибра ции судовых корпусных конструкций.

Дискретные изменения уровней вибрации СТС могут вызываться либо разрушениями деталей (появлением трещин, разрушением зубь ев шестерен и т. п.), либо проведением регламентных работ (разборки, сборки, замены смазки, отдельных деталей, амортизаторов и т. д.);

и то и другое приводит к увеличению вибрации на одних частотах и уменьшению на других. Величина изменения зависит от механизма и технологии его ремонта.

Опыт эксплуатации судовых механизмов позволяет, несмотря на большое разнообразие конструктивных типов, условий применения и нагрузочных режимов, выявить типовые дефекты, влияющие на изме нение вибрации механизмов [1, 2, 3, 6].

Для всех роторных механизмов, в первую очередь для крупных и нагруженных, характерна разбалансировка под действием постоянных динамических условий, что вызывает увеличение вибрации на частоте вращения.

При балансировке роторных механизмов на других частотах уров ни вибрации могут меняться незначительно. В связи с увеличением уровней вибрации в условиях эксплуатации требуется оценить пре дельно допустимые изменения ее уровней. Несмотря на существова ние большого количества различных стандартов [2, 4], можно найти общие закономерности определения допускаемого изменения вибра ции. Так увеличение вибрации в полтора-два раза по сравнению с ис ходным уровнем вполне приемлемо. Аналогичный вывод сделали специалисты военноморского флота Канады, установившие, что воз растание вибрации механизмов менее чем на 6 дБ не является сущест венным [4]. Ими же установлено, что наряду с абсолютным уровнем вибрации большое значение имеет скорость его изменения. В работе [4] указывается, что в течение примерно 75 % срока службы машины основные частотные составляющие спектра вибрации увеличиваются во времени практически линейно с небольшим подъемом, а затем на чинается экспоненциальный рост вибрации, приводящий к аварийной ситуации. Поэтому контроль вибрационных характеристик механизма должен быть регулярным для выявления тренда вибрации.


Линейная зависимость вибрации, выраженной в децибелах, от времени означает экспоненциальное возрастание абсолютных уровней вибрации на участке нормального износа.

Широко распространенным дефектом судовых механизмов яв ляется износ подшипников. Износ подшипников качения связан с уве личением зазоров, появлением натиров, выбоин и рисок на телах ка чения и рабочих поверхностях внутренних и наружных обойм.

При появлении дефектов формы и поверхностей меняется дли тельность и интенсивность столкновения тел качения с кольцами и, соответственно, увеличиваются уровни вибрации в диапазоне собст венных частот отдельных элементов подшипника (6…40 кГц). В спек тре появляются интенсивные составляющие на частотах, соответст вующих видам дефекта.

Характерно, что с развитием дефекта не только увеличивается ма тематическое ожидание амплитуды сигнала, но значительно возраста ет дисперсия. Это предъявляет повышенные требования к точности измерений вибрации СТС в процессе эксплуатации.

Износ подшипников скольжения вызван изменением величины и формы зазора между валом и вкладышами подшипника, а также изме нением вязкости смазки. В зависимости от типа (вертикальный или горизонтальный) конструктивной схемы ротора механизма увеличе ние зазора в подшипнике может привести к существенному возраста нию уровня вибрации на частоте вращения либо на ее субгармонике.

Кроме того, с увеличением зазора в подшипнике скольжения увели чивается дисперсия вибрационного сигнала на основной частоте.

Величины критерия состояния подшипника приведены в [3]. За критерий К принято отношение двойной амплитуды смещения шейки ротора к разности диаметров корпуса подшипника и шейки ротора.

Значения критерия К приведены в табл. 2.

Применяя эти критерии, следует учитывать, что шейки роторов могут иметь некруглость до 25 мкм, а это может скрыть действитель ный вибрационный сигнал.

Таблица Величина критерия состояния подшипника скольжения Величина К для роторов с частотой вращения Состояние подшипника до 50 Гц до 200 Гц Хорошее 0,2 0, Удовлетворительное 0,35 0, Недопустимое 0,5 0, Коррозионный и эрозионный износ деталей насосов и судовых трубопроводов может привести к изменению вибрации на лопастных частотах и в области высоких частот от кавитации. Разрушение вход ных кромок лопастей насосов, появление язв и раковин на лопастях являются типовыми дефектами насосов забортной воды. Однако, при равномерном износе лопастей существенного изменения вибрации в не происходит. Значительное возрастание вибрации наблюдается только при разрушении лопастей.

Наиболее вероятные диапазоны частот и величины повышения уровней вибрации механизмов при различных эксплуатационных дефектах:

1 – дисбаланс ротора;

2 – асимметрия вращающегося магнитного поля;

3 – дефекты насосов и вентиляторов, несоосность валов;

4 – волнистость дорожек подшипника;

5 – разрушения подшипников;

6 – нарушение смазки подшипников, кавитация На рисунке приведены наиболее вероятные величины повышения уровней вибрации механизмов при различных дефектах с указанием диапазона частот [4]. Как видно из рисунка, повышение вибрации из за дефектов возможно в широком диапазоне частот, причем величина превышения вибрации над исходным уровнем может составлять от до 50 дБ [3].

Список литературы 1. Вибрации энергетических машин : справочное пособие / Под ред. Н. В. Григорьева. – Л. : Машиностроение, 1974. – 230 с.

2. Коллакот, Р. А. Диагностирование механического оборудования / Р. А. Коллакот. – Л., Судостроение, 1980. – 280 с.

3. Кузьмии, Р. В. Техническое состояние и надежность судовых механизмов / Р. В. Кузьмин. – Л. : Судостроение, 1974. – 268 с.

4. Collacott, Ralph A. Vibration monitoring and Diagnosis. Techniques for cost-effective Plant maintenance / Ralph A. Collacott. – London, New York, 1979. – 311 p.

5. Instruments and Control System, 1975. – Vol. 48. – № 2 – P. 59–62.

6. Худяков, С. А. Практика решения проблем вибрации судовых дизелей : монография / С. А. Худяков. – Владивосток, МГУ им. адм. Г.

И. Невельского, 2006. – 172 с.

УДК 629.12. Курсанты 02.56 группы: С. В. Антоненко, Н. Н. Бурдейный, М. С. Вовна, А. А. Гончарук, Е. А. Киреев, Р. В. Кузнецов, А. О. Тарасов Руководитель – Л. И. Чехранова КРИВИЗНОМЕР И ЕГО ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ДЛЯ ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ СУДОВОЙ КОНСТРУКЦИИ С ВМЯТИНОЙ Распространенными повреждениями корпуса судна являются вмя тины. Вмятина – остаточный прогиб листа или его участка совместно с балками набора. Эта остаточная деформация корпусной конструк ции образуется в результате воздействия на корпус судна ледовых на грузок, посадки на мель, от навалов при швартовных операциях в от крытом море, в портах и т. п.

Вмятины обследуют во время дефектации. В качестве характери стик для оценки этих остаточных деформаций судовых конструкций принимают:

– габаритные размеры вмятины в плане;

– максимальную стрелку прогиба f каждой рассматриваемой балки набора в районе вмятины;

– протяженность вмятины l вдоль деформированной балки;

– отклонение d стенки набора рассматриваемой балки от первона чальной плоскости, измеренное на уровне свободного пояска;

– высоту h профиля поперечного сечения балки;

стрелку прогиба данной балки на базе 300 мм в районе максимума стрелки прогиба f300;

– отстояние c точки максимального прогиба от ближайшей неде формированной опоры.

В качестве основного критерия для деформации вмятин получен параметр h/Rmin, характеризующий максимальное удлинение набора.

Дополнительным критерием может быть параметр f/c, который харак теризует удлинение в районе слома у опор. Используется для длинных вмятин.

Измерение радиуса кривизны в точке обычно заменяется осред ненным на некотором участке, в пределах которого можно считать форму кривизны окружностью.

Если в районе наибольшей стрелки прогиба форму деформиро ванной балки заменить окружностью, то на базе a, замерив стрелку прогиба fa, получим радиус кривизны R (см. рисунок).

Рис. 1. Определение радиуса кривизны Многочисленные измерения показали, что достаточную точность определения R можно получить при a = 300 мм. При этом стрелку прогиба необходимо измерить с точностью 0,1 мм.

При дефектации приходится определять стрелку прогиба в месте с наибольшим прогибом на базе 300 мм или полную стрелку прогиба. В качестве инструмента используется кривизномер, который представля ет жесткую планку с неподвижными ножками на концах, расстояние между которыми 300 мм. В центре планки устанавливается индикатор часового типа с ценой деления ±0,01 мм. Вместо индикатора часового типа может устанавливаться штангенциркуль с выдвижной линейкой (штангенглубиномер), точность измерения которого не менее ±0,1.

При изготовлении кривизномера важно обеспечить надежное крепление индикатора (штангенглубиномера) к планке, чтобы в про цессе замеров не допустить смещения последних.

Перед выполнением замеров с помощью кривизномера фиксиру ется его начальный отсчет – должно быть снято показание кривизно мера – b0, установленного на контрольной плите. При этом кривизно мер нужно плотно прижать к плите неподвижными ножками.

При выполнении замера на искривленной поверхности в районе вмятины таким же образом должен быть зафиксирован конечный от счет, т. е. сняты показания кривизномера – b0. Стрелка прогиба f вычисляется как f300 = bk – b0.

Результаты вычислений по формуле всегда берутся с плюсом.

Для замера величины bk кривизномер ориентируется вдоль дефек туемой балки набора, подвижная ножка кривизномера (индикатора или штангенциркуля) совмещается с точкой максимума стрелки про гиба этой балки f.

Во всех случаях конечный отсчет нужно снимать трижды, каждый раз смещая кривизномер на несколько миллиметров от точки макси мума стрелки прогиба f вдоль деформированной балки, и вычислять bk как среднее арифметическое.

Если один из замеров дал результат значительно отличающийся от двух остальных, этот результат нужно отбросить и замер повторить.

Если замеры ведутся на обшивке, подвергшейся сильной корро зии, когда поверхность листа имеет большие местные неровности, ре комендуется вести замеры с использованием тонкой подкладки. Под кладка накладывается на обшивку в место замера и плавно огибает её с тем, чтобы форма изогнутой поверхности полностью сохранилась, а местные неровности сглаживались. Кривизномер при этом устанавли вается на подкладку. В качестве подкладки можно использовать, на пример, стальную миллиметровую линейку.

Если измерения ведутся на криволинейной части борта, началь ный отсчет кривизномера нужно снимать не на плоскости, а на на ружной обшивке там, где нет повреждений, и где обшивка имеет та кую же кривизну, как и в районе повреждения. Замеры при начальном отсчете в этом случае выполняются трижды с исполнением всех ука заний, касающихся конечного отсчета.

При дефектации с внешней стороны корпуса, как правило, обме ряется вогнутая поверхность, а внутри корпуса выпуклая поверхность.

Это требует соответствующей настройки кривизномера. При замере на выпуклой поверхности начальный отсчет b0 должен быть макси мальный, при замере на вогнутой поверхности – минимальный.


Рекомендуется настраивать кривизномер так, чтобы получилось b0 = 5,4…5,7 мм. Тогда его можно использовать без перенастройки для замеров и на выпуклой и на вогнутой поверхности. Если величина bk при замере выходит за пределы измерения прибора, это всегда оз начает, что f300 больше допускаемого значения [f300].

Список литературы 1. Чибиряк, И. М. Основы дефектации судовых конструкций :

учебное пособие / И. М. Чибиряк. – Владивосток : ДВГТУ, 1995.

2. Методика оценки технического состояния корпусов судов флота рыбной промышленности. РД 15-120-90. – Калининград : КВИМУ;

КТИРПХ, 1989.

3. Правила классификационных освидетельствований судов. – СПб. : Российский Морской Регистр Судоходства, 2004.

УДК 621. С. Б. Малышко, В. В. Тарасов ОСОБЕННОСТИ СТРОЕНИЯ УПРОЧНЕННОГО СЛОЯ СТАЛЕЙ ПОСЛЕ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ При электромеханической обработке поверхность детали подвер гается почти мгновенному нагреву. Скорость нагрева достигает 105…106 °С/с, затем следует сверхбыстрое охлаждение со скоростью 105 °С/с [1]. Длительность теплосилового воздействия оценивается от тысячных до десятитысячных долей секунды [2]. В результате в по верхностном слое металла создаются специфические условия проте кания структурных и фазовых превращений.

В предшествующих работах [3, 4] путём численных исследований были определены закономерности влияния исходной структуры угле родистой стали на полноту протекания фазовых превращений и на фи зико-механические параметры упрочненного слоя при электромеха нической обработке. Установлено, что возможно полное диффузион ное превращение пластинчатого и зернистого перлита разной дис персности в аустенит при нагреве в исследуемом интервале темпера тур, а также что с увеличением степени дисперсности карбидных час тиц увеличивается толщина и микротвердость закаленного слоя. Ре комендована предварительная термическая обработка – улучшение и исходная микроструктура – сорбит отпуска.

В настоящей работе для исследования были выбраны среднеугле родистые низколегированные конструкционные стали 40Х и 40ХН, которые широко применяются в судовом машиностроении.

В соответствии с предложенными ранее рекомендациями стали 40Х и 40ХН были подвергнуты предварительной термической обра ботке – закалке с высоким отпуском для получения исходной струк туры сорбита отпуска. Далее проводилась электромеханическая обра ботка на режимах, вызывающих повышение температуры в поверхно стном слое образцов выше критической и обеспечивающих протека ние фазовых превращений. Параметры режима были взяты в резуль тате процедуры оптимизации технологических параметров в ранее проведенных исследованиях и имели следующие значения: сила тока I = 800 А;

сила прижатия ролика Р = 300 Н;

окружная скорость обра ботки V = 3,6 м/мин;

подача S = 0,22 мм/об, число проходов 2.

Оценка микротвердости по локальным микрообъемам поверхно стного слоя проведена на приборе ПМТ-3 при нагрузке 0,98 Н. Рас стояние между отпечатками составляло 50 мкм.

Микроструктура сталей исследована после травления шлифов в 4%-ном растворе азотной кислоты в этиловом спирте на металлогра фическом микроскопе NEOPHOT 21 при увеличении от 100 до крат. Рентгенографический фазовый анализ проведен на установке ДРОН-2 в железном К-излучении.

На рис. 1 и 2 представлена микроструктура упрочненного слоя стали 40Х. Весь упрочненный слой состоит из двух частей: особой за каленной структуры, которая выглядит как сплошное, однородное светлое поле и переходного слоя, который имеет более темный отте нок по сравнению с исходной структурой. Нижняя граница переход ного слоя является либо четкой (рис. 1), либо размытой (рис. 2).

Рентгенографический анализ показал, что во всех случаях в на ружном поверхностном слое образцов имеется мартенсит, цементит и остаточный аустенит. Наличие цементита обусловлено очень быстрым нагревом контактной зоны и отсутствием выдержки. В таких условиях обработки велика вероятность того, что карбидные частицы исходной структуры не успевают полностью раствориться в образовавшемся ау стените, и их остатки сохраняются после аустенито-мартенситного превращения.

На приведенных фотографиях мартенсит закаленного слоя харак теризуется отсутствием типичного для мартенсита игольчатого строе ния. В специфических условиях обработки при нагреве в контактной зоне образуется аустенит неоднородной концентрации, содержание углерода в котором колеблется в широких пределах. Известно, что мартенситные точки понижаются с увеличением содержания углерода в исходном аустените. Поэтому при последующем охлаждении такого неоднородного аустенита зародыши мартенситных кристаллов возни кают на средних расстояниях между остатками карбидных частиц, где меньше углерода и выше точка МН, и растут по направлению к ним, сохраняя когерентную связь с исходным аустенитом. Расстояние меж ду остатками карбидных частиц меньше того размера мартенситного кристалла, при котором накапливаются напряжения, необходимые для срыва когерентности на границе мартенсит-аустенит. Известно, что металлографически выявляются контуры мартенситных кристаллов, которые представляют собой некогерентные границы мартенсит аустенит, образовавшиеся в результате срыва когерентности. А по скольку такого срыва в условиях электромеханической обработки не происходит, то отсутствуют некогерентные границы, вокруг мартен ситные кристаллы, позволяющие нам увидеть эти кристаллы. Поэтому образовавшийся мартенсит под микроскопом не выявляется в виде от дельных кристаллов, а представляет собой сплошной «светлый слой».

Такой мартенсит называют бесструктурным. Таким образом, структу ра «светлого слоя» является трехфазной и состоит из бесструктурного мартенсита, остатков карбидных частиц и небольшого количества ос таточного аустенита.

Рис. 1. Микроструктура упрочненного слоя стали 40Х с четкой нижней границей переходного слоя, Рис. 2. Микроструктура упрочненного слоя стали 40Х с размытой нижней границей переходного слоя, По результатам замера микротвердости построен график (рис. 3).

Рис. 3. Распределение средней микротвердости Н по глубине упрочненного слоя сталей после электромеханической обработки:

1 – сталь 40ХН;

2 – сталь 40Х На графике отражено распределение средней микротвердости по глубине упрочненного слоя для стали 40ХН (кривая 1) и для стали 40Х (кривая 2). Кривые имеют пологий участок, который соответству ет закаленной зоне («светлому слою»). Его микротвердость находится в пределах от 7 до 8 ГПа. Микротвердость и глубина упрочненного слоя стали 40Х несколько выше, чем у стали 40ХН. Это объясняется следующими соображениями. Известно, что легирующие элементы уменьшают диффузионную подвижность углерода. В более легиро ванной стали 40ХН при нагреве образуется аустенит с меньшим со держанием углерода, чем в стали 40Х, а при завершении аустенито мартенситного превращения – мартенсит с низким содержанием угле рода, обладающий меньшей микротвердостью. Процесс аустенитиза ции в стали 40ХН распространяется не меньшую глубину, что и объ ясняет меньшую толщину упрочненного слоя.

Круто падающие участки кривых микротвердости соответствуют переходному слою, на протяжении которого твердость уменьшается до исходной. Средняя толщина переходного слоя составила 0,05 мм.

На рис. 4 отражена микроструктура переходного слоя, который располагается под «светлым слоем» и простирается до исходной структуры.

Рис. 4. Микроструктура границы упрочненного слоя с основным металлом стали 40ХН. х Верхняя часть переходного слоя, примыкающая к «светлому слою» при электромеханической обработке нагревается выше темпе ратуры аустенитизации, а нижняя его часть нагревается ниже этой температуры. Переходный слой имеет смешанную природу упрочне ния. Верхняя его часть упрочняется в результате неполной аустенити зации исходной структуры и получения впоследствии структуры низ коуглеродистого бесструктурного мартенсита с равномерно распреде ленными в нем карбидными частицами меньших размеров, чем ис ходные. Нижняя часть переходного слоя упрочняется в результате пластического деформирования и динамического деформационного старения. Структура этой зоны не отличается от исходной и представ ляет собой сорбит отпуска с упрочненным ферритом и исходными размерами карбидных частиц.

Таким образом, в результате проведенных исследований было ус тановлено, что упрочненный слой подвергнутых электромеханиче ской обработке сталей содержит две зоны: поверхностную закален ную, состоящую из бесструктурного мартенсита, остатков карбидных частиц и небольшого количества остаточного аустенита, и переход ную, имеющую смешанную природу упрочнения. Верхняя часть пере ходного слоя не отличается по структуре от поверхностного слоя, но микротвердость ее ниже, в связи с меньшим содержанием углерода в мартенсите. Нижняя часть переходного слоя не отличается по струк туре от исходной стали, а повышенная микротвердость связана с уп рочнением феррита при пластическом деформировании.

Повышения степени легирования стали способствует уменьшению микротвердости и толщины слоя, упрочненного за счет фазовых пре вращений.

Список литературы 1. Багмутов, В. П. Исследование тепловых процессов при воздей ствии на материал концентрированных потоков энергии / В. П. Багму тов, И. Н. Захаров // Физика и химия обработки материалов. – 2002. – № 3. – С. 9– 2. Тарасов, В. В. Теория и практика упрочнения судовых деталей ЭМО / В. В. Тарасов. – Владивосток : Дальнаука, 1994. – 70 с.

3. Малышко, С. Б. Особенности влияния исходной структуры ста ли на результаты электромеханической обработки / С. Б. Малышко, В. В. Тарасов // Вестник морского государственного университета.

Сер. Судостроение и судоремонт. – Владивосток: Мор. гос. ун-т, 2008.

– Вып. 25. – С. 46– 4. Малышко, С. Б. Электромеханическая обработка стальных дета лей судовых механизмов с учетом исходной структуры / С. Б. Ма лышко, В. В. Тарасов // Вестник морского государственного универ ситета. Сер. Судостроение и судоремонт. – Владивосток : Мор. гос.

ун-т, 2009. – Вып. 31. – С. 54– УДК 669.141.3.001:621. С. В. Щеголихина, В. В. Слесаренко О ПРОБЛЕМАХ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СТАЛИ 09Г2С Конструкционная сталь 09Г2С предназначена для деталей аппара тов и сосудов, работающих при температуре от –70 С до +475 С под давлением, причем без ограничения давления [1]. Поэтому сталь 09Г2С широко используется в судостроении, в производстве техноло гического оборудования для цементной промышленности, для тепло энергетики и др. [2, 3].

Универсальность стали 09Г2С определяется необычным комплек сом ее механических свойств:

– высокое значение ударной вязкости в очень широком интервале температур от –70 С до +450 С;

– достаточно высокие прочностные характеристики при статиче ском и динамическом нагружении;

– оптимальное соотношение предела текучести и временного пре дела прочности;

– высокое значение пластичности (относительное сужение 55 %) – важнейшей характеристики надежности наряду с ударной вязкостью;

– свариваемость без ограничений.

С учетом низкой стоимости этой стали, легированной недорогими марганцем и кремнием, становится понятной широта применения ее в России и за рубежом (Китай, Индия) [4].

В теплоэнергетике России, Китая сталь 09Г2С используется в кон струкциях мельниц-вентиляторов МВ3400/900/490 и МВ3550/1000/490.

Здесь числа обозначают диаметр рабочего колеса и его ширину в мм, а также частоту вращения в об/мин.

В них производится сушка и размол бурых углей до пыли при температурах 250…400 С. Сушка углей осуществляется подачей в мельницу-вентилятор сушильного агента – дымовых газов котла. Ды мовые газы содержат достаточно крупные (диаметр 0,05…0,50 мм) и очень твердые частицы корунда (твердость корунда по шкале Мооса равна 9, для сравнения –– алмаза – 10). Они движутся с большой ско ростью относительно мельницы-вентилятора и вызывают значитель ный износ многих деталей ее конструкции (см. рис. 1–3).

Опыт эксплуатации мельницы-вентилятора МВ3550/1000/490 на Приморской ГРЭС показал, что наиболее изнашиваемыми деталями являются лопасти размером 80025040 мм и 80045040 мм, броне вые пластины улитки размером 90040120 мм и 90040150 мм, тор цевые уплотнения рабочего колеса и элементы крепежа брони. При невозможности произвести замену лопастей мельницы-вентилятора по истечении ресурса их работы (1500 часов) они изнашивались «поч ти до дыр» (рис. 1).

Рис. 1. Износ лопасти мельницы-вентилятора (экстрим в период недопоставки металла) Рис. 2. Износ броневых пластин улитки мельницы-вентилятора Рис. 3. Износ аэродинамического торцевого уплотнения рабочего колеса мельницы-вентилятора В связи с этим возникают вопросы:

1. Как упрочнить сталь 09Г2С для работы в таких тяжелых усло виях?

2. Возможна ли замена стали 09Г2С другими материалами?

При ответе на поставленные вопросы появляются следующие проблемы:

– закалка стали 09Г2С малоэффективна из-за низкого содержания углерода;

– наклеп под действием быстро движущихся частиц твердого ко рунда устраняется достаточно сильным нагревом.

Поэтому для упрочнения изнашиваемых деталей мельницы вентилятора можно рекомендовать предварительную термическую обработку их – нормализацию по следующим причинам.

1. В результате нормализации, в процессе которой дважды проис ходит фазовая перекристаллизация, значительно измельчается зерен ная структура и повышается комплекс прочностных свойств.

2. Нормализацию можно провести без использования крупногаба ритного нагревательного оборудования – нагревательных печей, при меняя нагрев электрическим током или другие способы нагрева.

Для изготовления съемных сильно изнашиваемых деталей мель ниц-вентиляторов можно рекомендовать износостойкую сталь Гад фильда Г13 после закалки в воде с 1050…1100 С. Быстрое охлажде ние в воде задерживает полностью выделение карбидов и дает чисто аустенитную структуру. Эта сталь обладает типичными для аустенит ных сталей высокими вязкостью, пластичностью при достаточно хо рошей прочности и необычайно высокой износоустойчивостью при трении с давлением и ударами [1]. Это объясняется повышенной спо собностью к наклепу, значительно большей, чем у обычных сталей с такой же твердостью [3].

Из стали Гадфильда изготавливают зубья и передние стенки ков шей экскаваторов, корпуса вихревых и шаровых мельниц, железнодо рожные крестовины и др. тяжелонагруженные детали, работающие на износ и удар одновременно.

Список литературы 1. Марочник сталей и сплавов // М. М. Колосков, Е. Т. Долбенко и др. ;

под ред. А. С. Зубченко. – М. : Машиностроение, 2001. – 672 c.

2. Грабин, В. Ф. Металловедение сварки низко- и среднелегиро ванных сталей / В. Ф. Грабин, А. В. Денисенко. – Киев : Наукова дум ка, 1978. – 276 c.

3. Гуляев, А. П. Металловедение / А. П. Гуляев. – 6-е изд. – М. :

Машиностроение, 1986. – 544 c.

4. Клепиков, Н. С. Системы пылеприготовления с мельницами вентиляторами к котлам крупных энергоблоков / Н. С. Клепиков, В. В. Абыденников, А. Б. Волков, В. В. Симонов и др. // Теплоэнерге тика. – 2008. – № 9. – C. 51–56.

УДК 620.22–419.8:629. С. А. Горчакова ПРИМЕНЕНИЕ КОМПОЗИТОВ В СУДОСТРОЕНИИ Композиционные материалы (композиты, КМ) (от лат. соmpositio – составление) – это многокомпонентные материалы, состоящие из матрицы, армированной наполнителями. Наполнители обеспечивают необходимые механические характеристики материала, а матрица – совместную работу армирующих элементов. Свойства композицион ных материалов зависят от состава компонентов, их сочетания, коли чественного соотношения и прочности связи между ними. Компози ционные материалы отличаются от обычных сплавов более высокими значениями в и -1 (на 50…100 %), модуля упругости (E), коэффици ента жёсткости (Е/) и пониженной склонностью к трещинообразова нию. Применение композитов повышает жёсткость конструкции при одновременном снижении её металлоёмкости [1].

Путём подбора состава и свойств наполнителя и матрицы, их со отношения, ориентации наполнителя можно получить материалы с требуемым сочетанием эксплуатационных и технологических свойств.

Использование в одном материале нескольких матриц (полиматрич ные КМ) или наполнителей различной природы (гибридные КМ) зна чительно расширяет возможности регулирования свойств КМ. Ком бинируя объёмное содержание компонентов, можно получать компо зиционные материалы с требуемыми значениями прочности, жаро прочности, модуля упругости, абразивной стойкости, а также созда вать композиции с необходимыми магнитными, диэлектрическими, радиопоглощающими и другими специальными свойствами. В резуль тате совмещения армирующих элементов и матрицы образуется ком плекс свойств композита, не только отражающий исходные характе ристики его компонентов, но и включающий свойства, которыми изо лированные компоненты не обладают. В частности, наличие границ раздела между армирующими элементами и матрицей существенно повышает трещиностойкость материала, и в композитах, в отличие от однородных металлов, повышение статической прочности приводит не к снижению, а, как правило, к повышению характеристик вязкости разрушения.

Армирующие наполнители воспринимают основную долю нагруз ки композиционных материалов. Наполнители по форме разделяют на три основные группы: нульмерные, одномерные и двумерные. По форме наполнителя композиционные материалы разделяют соответст венно на дисперсно-упрочнённые или дисперсно-армированные (с на полнителем в виде тонкодисперсных частиц), волокнистые (армиро ваны волокнами и нитевидными кристаллами), слоистые (армированы плёнками, пластинками, слоистыми наполнителями).

Матрица в КМ обеспечивает монолитность материала, передачу и распределение напряжения в наполнителе, определяет тепло-, влаго-, огне- и химическую стойкость. В качестве матриц используют метал лические, полимерные, углеродные и керамические материалы.

Наибольшее применение в технике получили волокнистые компо зиционные материалы, армированные высокопрочными и высокомо дульными непрерывными волокнами. Прочность волокнистых компо зитов определяется свойствами волокон, а матрица должна перерас пределять напряжения между армирующими элементами. Поэтому прочность и модуль упругости волокон должны быть значительно больше, чем прочность и модуль упругости матрицы. У волокнистых композитов в неорганическую металлическую или органическую по лимерную матрицу введены тончайшие высокопрочные волокна из стекла, углерода, бора, бериллия, стали или нитевидные монокристал лы. В результате такого комбинирования максимальная прочность со четается с высоким модулем упругости и небольшой плотностью.

Композиционные материалы с волокнистым наполнителем (уп рочнителем) по механизму армирующего действия делят на дискрет ные (l/d 10…10, где l – длина волокна, d – диаметр волокна) и с не прерывным волокном (l/d ). Дискретные волокна располагаются в матрице хаотично. Диаметр волокон 0,1…100 мкм. Часто композит представляет собой слоистую структуру, в которой каждый слой ар мирован большим числом параллельных непрерывных волокон. Не редко волокна сплетаются в трёхмерные структуры. К волокнистым относятся следующие композиты:

– металлические композиты на основе сплавов Al, Mg, Cu, Ti, Ni, Сr, армированных борными, углеродными или карбидокремниевыми волокнами, а также стальной, молибденовой или вольфрамовой про волокой;

– полимерные композиты на основе термореактивных (эпоксид ных, полиэфирных, фенолформальдегидных, полиамидных и др.) и термопластичных связующих, армированных стеклянными (стекло пластики), углеродными (углепластики), органическими (органопла стики), борными (боропластики) и др. волокнами;

– композиты на основе углерода, армированного углеродными во локнами (углерод-углеродные материалы);



Pages:   || 2 | 3 | 4 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.