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:     | 1 | 2 || 4 |

«ВЕСТНИК МОРСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА Серия Судостроение и судоремонт Вып. 38/2010 УДК 629.5.083.5(06) Вестник Морского ...»

-- [ Страница 3 ] --

резкое повышение цен на теп ловую энергию с увеличением доли энергетических затрат в себе стоимости продукции. Кроме того, необходимость транспортирования отработанных и регенерированных масел на значительные расстояния, аренда транспортных средств и оборот тары, поступление на очистку смесей различных масел и смазок делает ЦР не эффективной в совре менных экономических условиях.

Децентрализованная (индивидуальная) регенерация (ДЦР) осуще ствляется непосредственно потребителями масел на территории пред приятий или даже в отдельных цехах. Из-за производственных огра ничений ДЦР имеет несложную технологическую цепочку и состоит в основном из физических способов регенерации [3]. Индивидуальная регенерация малотоннажная. Она эффективна при селективной сборке отработанных масел, так как позволяет подбирать процессы и техно логические режимы, наиболее соответствующие исходному состоя нию масла данного назначения. ДЦР может быть выполнена как в стационарном, так и в передвижном (мобильном) вариантах [4]. Тер риториальное размещение стационарной регенерационной станции увязывается с масляным складом организации, где одновременно с выдачей свежих масел осуществляется приём отработанных масел, контролируется выполнение установленных норм сбора и контроль качества собранных отработанных масел. Передвижные малогабарит ные установки в основном предназначены для очистки от загрязнений механическими способами узкоспециализированных масел типа гид равлических, турбинных, индустриальных. Для предприятий морского транспорта и предприятий судостроительной и судоремонтной про мышленности в аспекте регенерации ОСМ представляют интерес ма логабаритные мобильные регенерационные установки. С повышением уровня технико-информационной оснащенности и при наличии высо кой мобильности этих установок есть возможности, в определенной степени, удовлетворить потребности предприятий в смазочных мате риалах с восстановленными эксплуатационными свойствами после ре генерации ОСМ [5].

Выбор способа регенерации масел целиком определяется двумя факторами: характером требований, предъявляемых к качеству свеже го масла данного назначения, и природой и количеством содержащих ся в масле загрязнений и продуктов старения [5]. Чем выше требова ния к качеству свежего масла и чем дальше зашел процесс старения, тем более энергичные меры требуются для его восстановления [5].

С помощью физических способов регенерации, не затрагивая хи мической основы обрабатываемых масел, удаляют механические при меси, воду, асфальто-смолистые соединения, коксообразные вещества [4]. Для создания малогабаритной регенерационной установки наибо лее приемлемыми физическими способами являются [6] гравитацион ная очистка в динамических отстойниках;

центробежная очистка в фильтрах-сепараторах с коагулирующей перегородкой;

магнитная очистка с постоянным магнитом;

вибрационная очистка с гидродина мическим излучателем;

обезвоживание;

вакуумирование с использо ванием вакуумных дистилляторов. Остальные способы или длительны во времени, или крупногабаритны и стационарны по исполнению, или сложны конструктивно и дорогостоящи по расходным материалам [3].

Физико-химические и химические способы регенерации Химические способы регенерации (см. рисунок) используются для удаления асфальто-смолистых, кислотных, гетероорганических со единений и воды [6]. Для использования в малотоннажном производ стве применима щелочная обработка. Все остальные методы исполь зуются в промышленных стационарных установках. Они экологиче ски небезопасны, так как имеют отходы, требующие дополнительной нейтрализации или утилизации [3].

С использованием физико-химических способов регенерации (см.

рисунок) удаляются асфально-смолистые и кислотные соединения, эмульгированная и растворённая вода [6, 7]. При создании малогаба ритной регенерационной установки возможно использование адсорб ционной и контактной очистки. Использование ионообменной и се лективной очистки в промышленной технологии дает экологически вредные выбросы, высокотемпературное воздействие, установки крупногабаритные и энергоёмкие [3, 8].

Среди современных способов очистки и регенерации преобладают физические методы [4, 9]. В случае сильного загрязнения или глубо кого старения масел возможно применение и более сложных физико химических методов. Анализ состояния отрасли регенерации в России свидетельствует о преобладании устаревших подходов и технологии, в основном, далекой от совершенства, при которой получаемые масла имеют невысокое качество. Хотя в последние годы созданы весьма эффективные малогабаритные стационарные и передвижные установ ки, работа которых основана на использовании комбинированных ме тодов [9, 10]. При этом обычно в первую очередь используют физиче ские способы очистки, далее, при необходимости, применяют физико химические и химические способы, связанные с применением более сложного оборудования и большими затратами [2, 11]. Комбиниро ванные способы следует рассматривать неразрывно с известными схемами регенерационных установок. В основном разработанные спо собы ориентируются на регенерацию одного типа отработанного мас ла, что позволяет удержать качество конечного продукта. Установки для реализации разработанных способов также индивидуальны для конкретного типа ОСМ [12].

За рубежом регенерация ОСМ получила наибольшее распростра нение в США, Германии и ЮАР [13]. Наиболее эффективное обору дование для физических методов очистки производит концерн «Alfa Laval» [3]. Для очистки работающих индустриальных масел использу ется система Aguanetics Inc (США) на крупной стационарной установ ке или в передвижном варианте, обеспечивая тонкое фильтрование в сочетании с низкотемпературным вакуумом [10]. В Великобритании разработана передвижная установка фильтрования в вакууме «Vac Air» размерами 9005501200 мм. Установка обеспечивает только ме ханическую очистку [3]. В Германии фирмой «Pal Industrie Hydraulik GimbH» разработана мобильная установка «HVAC» для очистки гид равлических, турбинных, электроизоляционных и других масел. Уста новка обеспечивает удаление из работающих масел механических примесей, свободной и эмульгированной воды, воздуха и газов. Ус тановка пригодна для очистки отработанных моторных масел. Произ водительность установки 50...100 мЗ/сутки.

Установка фирмы "Booth Oil Со.Дпс" (США) реализует техноло гию регенерации ОСМ в тонко-плёночном испарителе (ТПИ) по схе ме: отделение твёрдых частиц на сетчатом фильтре, испарение воды, вакуумная перегонка низкокипящих компонентов, высоковакуумное пленочное испарение масляных фракций, адсорбционная очистка, контактная очистка масла и фильтрация. Процесс позволяет перерабо тать моторные и индустриальные масла с получением базовых компо нентов, близких по свойствам к свежим маслам. Выход этих компо нентов составляет 60…65 %, общий выход полезных продуктов – до 95 %. Остаток после ТПИ можно использовать как топливо или ком понент асфальта [10].

В технологическом процессе Mohawk Lubricants, разработанном в Канаде, предусмотрены однократное испарение сырья, вакуумная пе регонка, двухступенчатая перегонка в тонкопленочных испарителях и гидроочистка с последующей обработкой масла гидроксидом натрия.

Конечный продукт практически идентичен свежему маслу. Использу ется как компонент моторных, индустриальных и гидравлических ма сел. Для переработки ОММ и МИО, восстановить качество которых известными методами невозможно, разработан процесс компании "MOR" (Великобритания). Из ОСМ предварительно отгоняют топлив ные фракции, затем масло подогревают до 300 °С и подают в ТПИ.

Регулирование температуры в испарителе дает возможность перераба тывать сырье различного уровня качества, при этом возможно смеше ние конечных продуктов с базовыми маслами. Процесс "MOR" не дает дымовых выбросов в атмосферу, а побочные продукты регенерации полностью очищаются от токсичных веществ [3].

Представляет интерес система повторной очистки VAXON (Да ния) смазочных и индустриальных масел. Процесс осуществляется с использованием вакуумных циклонных испарителей с последующей обработкой химикатами (едкий натр). При этом удаляются тяжелые загрязнения, вода, топливные фракции, асфальто-смолистые соедине ния. Конечный продукт используется как масляная основа. Побочные продукты используются в качестве топлива, а также в строительстве.

Установка представляет собой 2 модуля для упрощения транспорти ровки с габаритами 1200040003000 и производительностью 6 т/час (42 тыс. т/год). Однако данная установка используется стационарно, т. к. для небольших стран наиболее выгодна централизованная реге нерация [7].

В ВИИТиН (г. Тамбов) разработаны передвижные малогабарит ные установки УОМ-1А (10457001000) и УОМ-3( 10007501050) производительностью 4…120 л/час для центробежной очистки мотор ных и индустриальных масел [9]. ВИИТиН совместно с МГАУ (Моск ва) создана малогабаритная передвижная установка производительно стью 50...70 л/час (13708001080) для очистки отработанных масел центрифугированием и микрофильтрацией. В Белоруссии создана ус тановка для очистки отработанных моторных масел производительно стью 75…90 кг/час, в которой осуществляется центрифугирование и поверхностно-распределительное испарение. Наибольший интерес представляет разработки ВНИПТИМЭСХ (г. Зерноград, Ростовской области). Создана передвижная установка по регенерации масел ПМУ-66 (на базе автомобиля ГАЗ-66) производительностью 200…400 л/смену, в которой используется центрифугирование и ваку умное испарение. Кроме того, разработаны однооперационные уста новки УМС-1 и УМС-2, многофункциональные установки СУОМ-1 и СУОМ-1МВ для регенерации масел. На их базе созданы моноблочные многофункциональные регенерационные комплексы УРМ-1 и УХРМ-1, в которых реализованы гравитационная очистка, центро бежная очистка, испарительно-вытяжной метод, микрофильтрация, ультразвуковая обработка и дозирование присадок. Производитель ность комплексов составляет 400…800 л/смену. Конечный продукт смешивается с товарными маслами или присадками.

Считается, что при годовом объёме потребления масел более 10 т капитальные вложения в очистку и регенерацию на месте потребления полностью окупаются [3] при наличии стационарной малогабаритной установки. Однако, проведение очистки и регенерации в стационар ных условиях не всегда возможно для малых потребителей смазочных материалов с резервуарным объёмом до 0,75 м3. В этом случае необ ходима малогабаритная мобильная установка, обслуживающая не скольких потребителей. Анализ существующих установок по регене рации ОСМ [9, 14] показывает, что малогабаритные установки отече ственного производства не универсальны, в основном ориентированы на очистку ОСМ, крупногабаритные стационарные – на вторичную переработку. Малогабаритные установки по регенерации имеют про изводительность до 300 л/час, крупногабаритные – свыше 3 т/час.

В диапазоне производительности от 0,3 до 3,0 т/час отсутствуют малогабаритные установки по регенерации. При малотоннажной ре генерации наиболее эффективными являются комбинированные мето ды с преобладанием физических способов регенерации [15].

Выводы Анализ условий работы смазочных материалов позволил выявить основные виды загрязнения ОСМ и определить критерии, характери зующие старение СМ. Установлено, что ОСМ обладают повышенной токсичностью и канцерогенностью, поэтому их нельзя сжигать или сливать в землю, их необходимо утилизировать. С другой стороны, из существующих мероприятий по экономии СМ утилизационные меро приятия способом регенерации являются наиболее эффективным на правлением использования вторичного сырья, позволяющими до 75 % ОСМ возвращать в производство (в экономику). Тем не менее, на се годня, на морском флоте не решаются вопросы по регенерации ОСМ в судовых условиях, на предприятиях судостроительной и судоремонт ной промышленности не реализуются меры по регенерации ОСМ.

Более того, с экологической точки зрения вопросы дифференцирован ной регенерации ОСМ на предприятиях отраслей морского транспор та вообще не изучаются. Не рассматриваются должным образом во просы преимущества регенерации перед другими способами утилиза ции ОСМ. Существующие способы регенерации не учитывают эколо гический и экономический аспекты. Анализ существующих установок показал, что они являются узкоспециализированными, направленны ми в основном на очистку ОСМ от механических примесей. Для нужд предприятий морского флота не разработаны мобильные установки для использования, как в судовых условиях, так и на береговых пред приятиях.

В припортовых транспортных узлах не используются многофунк циональные комплексы регенерационных установок (передвижных – мобильных – стационарных), реализующих единую концепцию пере работки ОСМ. В связи с этим отсутствует сбор, обработка, восстанов ление свойств регенерируемых масел, анализ и систематизация дви жения ОСМ и восстановленных материалов.

Для предприятий морского транспорта, как очень важного сектора экономики, целесообразно использовать для судовых условий малога баритные и мобильные установки, а для береговых предприятий – мно гофункциональные передвижные и стационарные регенерационные ус тановки, реализующие единую концепцию сбора и переработки ОСМ.

Список литературы 1. Чуршуков, Е. С. Современные способы и средства регенерации отработанных масел /Е. С. Чуршуков, В. П. Коваленко, В. Е. Турчани ков. – М. : ЦНИИТЭнефтехим, 1987. – 75 с.

2. Злотников, Л. Е. Нефтеперерабатывающая промышленность России сегодня и завтра / Л. Е. Злотников // Химия и технология топ лив и масел. – 1997. – № 1. – С. 3–5.

3. Фукс, И. Г. Экологические проблемы рационального использова ния смазочных материалов / И. Г. Фукс, А. Ю. Евдокимов, В. Л. Лашхи, Ш. М. Самойхмедов. – М.: Изд–во «Нефть и газ», 1993. – 164 с.

4. Гусев, О. Н. Современные методы переработки и рационального использования отработанных масел / О. Н. Гусев. – М., 1987. – 56 с.

5. Сурин, С. А. Отработанные масла: вторая жизнь / С. А. Сурин // Мир нефтепродуктов. – 2000. – № 2 – С. 22– 24.

6. Регенерация отработанных масел и их повторное использование : обз. информ. / Сост. К. В. Рыбаков, В. П. Коваленко, В. В. Нигоров. – М. : АгроНИИТЭИИТО, 1989. – 26 с.

7. Рыбаков, К. В. Повышение чистоты нефтепродуктов / К. В. Ры баков, Т. П. Карпекина. – М. : Агропромиздат, 1986. – 111 с.

8. Шеннон, И. Смазочные материалы: снижение вредного воздей ствия на окружающую среду / И. Шеннон, Р. Шей // Мир нефтепро дуктов. – 2000. – № 3. – С. 30-33.

9. Остриков, В. В. Повышение эффективности использования сма зочных путем разработки и совершенствования методов, технологий и технических средств : Автореферат дис. д-ра техн. наук. – Саратов, 2000. – 49c.

10. Пиковская, Е. В. Регенерация отработанных масел в США / Е. В. Пиковская, С. А. Сурин // Мир нефтепродуктов. – 2000. – № 4. – С. 23–25.

11. Производство смазочных материалов в России: факт и прогноз // Мир нефтепродуктов. – 1999. – № 1 – С. 9–11.

12. Ставицкий, Н. М. Регенерация отработанных масел / Н. М. Ста вицкий // Автомобильная промышленность. – 1987. – № 9. – С. 22.

13. Юзефович, В. И. Организация сбора отработанных смазочных масел / В. И. Юзефович // Мир нефтепродуктов. – 2001. – № 3. – С. 28–30.

14. Коваленко, В. П. Регенерация отработанных моторных масел / В. П. Коваленко, С. А. Зыков, А. Н. Олейник // Тракторы и сельскохо зяйственные машины. – 1995. – № 1 – С. 13–16.

15. Гончаров, А. К. Система регенерации минеральных масел / А. К. Гончаров, Л. В. Казаков // Cтроительные и дорожные машины. – 1988. – № 8 – С. УДК 621.43.013:629. Г. Г. Галстян, А. О. Варфоломеев ТКАННЫЕ ФИЛЬТРОВАЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ОЧИСТКИ ГОРЮЧЕ-СМАЗОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ НА СУДАХ В последнее время для очистки горюче-смазочных материалов (ГСМ) на судах все чаще применяют саморегенерирующиеся фильтры (СРФ). Эти очистители способны работать в автоматизированном ре жиме без «ручной» чистки фильтрующих элементов (ФЭ) в течение длительного времени. Механизация и автоматизация процесса регене рации ФЭ выдвинули более жесткие требования к фильтровальным ма териалам (ФМ) СРФ. При высокой пропускной способности и эффек тивности отсева они должны хорошо регенерироваться, не забиваться отложениями на тяжелых режимах функционирования, иметь длитель ный ресурс работы между химическими чистками ФЭ фильтра.

Разработанная стохастическая теория очистки ГСМ [1] позволила выявить основные задерживающие механизмы и закономерности фильтрования и способы управления ими. Моделирование структуры тканых материалов показало возможность не только принять на осно ве предложенных методов расчета фильтрования компромиссные наиболее выгодные решения при их совершенствовании, но и повы сить эффективность ФМ по исключающим друг друга показателям:

тонкости и полноте отсева, грязеемкости, регенерируемости, продол жительности необслуживаемой работы.

Для СРФ особый интерес представляют фильтровальные сетки (ФС), так как они обладают высокой прочностью и хорошо регенери руются, способны работать при различных законах фильтрования.

Путем изменения формы переплетения, оптимизации геометрии и структуры тканых ФМ можно при очистке ГСМ от механических примесей перейти от закона фильтрования с закупоркой пор к зако нам – промежуточному и с образованием осадка, при которых часть отложений накапливается на поверхности сетки. В этом случае значи тельно улучшается грязеёмкость и регенерируемость ФМ, уменьша ются затраты на фильтрование и промывку, повышаются надежность и качество работы фильтровальной установки.

Разработка новых тканых ФС полотняного переплетения с располо жением проволок утка вплотную и регулированием параметров геомет рии сеток выбором оптимальных диаметров проволок утка и основы, ша га основы дала возможность получить ФМ с высокими функциональны ми свойствами.

Геометрия ФС полотняного переплетения (рис. 1) определяется шагом основы То, диаметрами основной dо и уточной dy проволок.

Суспензия фильтруется через наружный задерживающий участок в виде прямоугольника. Далее поток разветвляется и проходит через два внутренних задерживающих участка, поперечное сечение которых имеет форму криволинейных косолежащих треугольников ABC.

dy 2Ty d Б–Б н P Б A L А Г B B K d0 М С С Б N T0/ Г A L A L B K K B С М М С Рис. 1. Геометрия новых сеток полотняного переплетения Тонкость отсева н (рассматривается абсолютная тонкость отсева) наружного фильтрующего участка находится несложно: она равна диаметру уточной проволоки. Тонкость отсева внутренних задержи вающих участков формируется двумя скрещивающимися нитями утка и проволокой основы. Достаточно точное определение диаметра наибольшего шара, способного проникнуть через внутреннюю пору сложной пространственной структуры, методами Евклидовой геомет рии затруднено.

Для расчета применены методы дифференциальной геометрии.

Они обеспечивают не только высокую точность расчета, но и более простое выражение для тонкости отсева.

Определение диаметра наибольшего шара, проникающего в фильтрат, построено на концепции нахождения методами дифферен циальной геометрии точек К, L, М касания шара цилиндров основы и утка. Геометрическое место точек, формирующих наиболее узкое се чение канала, через которое пройдет шар с d =, лежит в пл. KLM.

Исходя из особенностей геометрии ФС, целесообразно рассмотрение задерживающей способности внутреннего канала через эффектив ность фильтрования суспензии порой в самом узком ее сечении, обра зованном криволинейными треугольниками ABC в пл. PBN (рис. 1).

Моделирование и оптимизация ФС позволили выделить показате ли геометрии и структуры, определяющие их эксплуатационные свой ства. От формы внутренних поровых каналов сеток зависит их пропу скная способность, регенерируемость и грязеёмкость. С уменьшением коэффициента формы порового канала число пор на единице поверх ности, регенерируемость и грязеёмкость ФС повышаются, гидравли ческие свойства и пористость ухудшаются. Результаты исследования структуры ФС позволили разработать принципы повышения эффектив ности сеток полотняного переплетения:

– формирование с целью повышения полноты и стабильности тон кости отсева геометрической структуры сеток, обеспечивающей двух ступенчатое последовательное фильтрование суспензий наружным и внутренним задерживающими участками;

– разрешение противоречия между полнотой отсева и грязеёмко стью, пропускной способностью и регенерируемостью ФС при фильт ровании крупнодисперсных загрязнителей путем оптимизации гео метрических параметров сеток за счет перераспределения эффектив ности наружного и внутреннего задерживающих участков, усиления роли и повышения грязевой нагрузки наружного участка;

– приближение самого узкого участка сечения порового канала к поверхности ФМ и увеличение числа поровых каналов на единице его поверхности при фильтровании суспензий с повышенным содержани ем крупных частиц, соизмеримых с тонкостью отсева сетки;

– применение структур с доминирующей ролью внутреннего за держивающего участка при фильтровании тонкодисперсных суспен зий, имеющих дисперсную фазу с высокими адгезионными свойства ми, и наружного при фильтровании грубодисперсных суспензий, об разующих на ФМ осадок высокой пористости;

– перераспределение функциональных характеристик ФС, дости гаемое варьированием параметров их геометрии за счет усиления главных свойств, а также использование для СРФ топливных и сма зочных систем судовых энергетических установок материалов с регу лярной поровой структурой.

Представляет интерес сравнение ФС различных классов, значи тельно различающихся по конструктивному исполнению (рис. 2). Рас смотрены проволочные тканые ФС саржевого (ФМ1) и полотняного переплетения (ФМ2 – ФМ4) с тонкостью отсева 20…50 мкм. Сетки полотняного переплетения представлены структурой с внутренним и наружным задерживающими участками, выполненными по ГОСТ 3187–76 (ФМ4) и в соответствии с разработками авторов статьи (ФМ3). Испытанию подвергались также лучшие ФС зарубежного про изводства соответствующих классов [2]. В качестве базы сравнения взята сетка (ФМ4) полотняного переплетения с квадратными ячейка ми (ФСКЯ), изготовленная по требованиям ГОСТ 6613–86 и 3584–79.

р рф, кПа 0, м = 0,32 Пас 0,8 40 ФМ 1 0,7 0,6 1 30 0, 80 120 160 200 240 pф, 0 кПа 20 рф, кПа ФМ 2 300 gф, г/м 0,08 ф, м/с 0,04 0, 0,02 0,06 6 120 180 а в Рис. 2. Гидравлические (а), регенерационные (б) и задерживающие (в) характеристики тканых ФМ Сравнение осуществлялось по гидравлическим характеристикам, регенерируемости и грязеёмкости. Наиболее полога зависимость рф(ф) у сетки ФМ4 с квадратными ячейками, наихудшая – саржево го переплетения (ФМ1). По гидравлической характеристике ФС опти мизированной структуры типа ОПВ и ПН (ФМ3) несколько уступают ФСК(П)Я (рис. 2а). Сетки ФМ полотняного переплетения самой рас пространенной геометрии [2] по гидравлическим свойствам занимают промежуточное положение между сетками саржевого переплетения и ткаными ФМ класса ОПВ и ПН.

Восстанавливающая способность сеток (по гидравлике) при уда лении с них загрязнений обратным потоком фильтруемой жидкости определялась коэффициентом регенерации р (рис. 2б). Для естествен ного загрязнителя (продуктов фильтрования моторного масла) при стандартном режиме промывки со скоростью потока vр = 0,12 м/с вос станавливающая способность ФМ3 и ФМ4 практически одинакова.

Наихудшие результаты по зависимости р(рф) у ФМ1. Особенно зна чительно ухудшается восстанавливаемость гидравлических характери стик ФС при их загрязнении отложениями gф, когда рф становится бо лее 0,12 МПа.

Изменение перепада давлений на сетке по мере накопления на ней отложений рф(gф) показано на рис. 2в. Эта характеристика наиболее выигрышна у ФМ3. По грязеемкости тканые ФМ можно расположить в ряд в той же последовательности, что и при сравнении их по регене рируемости. При достижении перепада давлений 0,1 МПа грязеём кость ФМ ряда 1–2–4–3 находится в пропорции 22:40:70:100.

Сравнение рассматриваемых ФС по гидравлическим и прочност ным свойствам, грязеемкости, регенерируемости и стоимости осуще ствлено по частным и обобщенному показателям (табл. 1) при допу щении равнозначности каждого и них. При анализе выявлено, что по обобщенному показателю предложенные оптимизированные ФС имеют неоспоримые преимущества: у них самая высокая грязеёмкость и регенерируемость, умеренная стоимость, высокая пропускная спо собность и прочность. Сетки этого класса несколько уступают ФСКЯ по пропускной способности, но значительно превосходят их по проч ности, которая у ФС полотняного переплетения к тому же регулируе ма. ФМ этого класса универсальны. Они могут эффективно использо ваться как в СРФ, так и в очистителях с немеханизированным удале нием осадка, допускают фильтрование и промывку обратным потоком при скорости фильтрования в 4…10 раз более высокой, чем у ФСКЯ.

После определения принципов повышения эффективности ФС по лотняного переплетения и проведения по ним оптимизации ФМ, сле дует задаться вопросом сравнения и анализа полученных результатов.

По результатам оптимизации стало очевидно, что сетки ОПВ и ПН имеют ряд преимуществ по грязеемкости, регенерируемости и проч ности, но сетки этого класса немного уступают ФСК(П)Я по пропуск ной способности при большом превосходстве в пропускной способно сти, которая к тому же регулируется при помощи изменения геомет рии пор и их количества на единицу площади. На фоне коммерциали зации научных предложений направленной на скорейшую реакцию на данном сегменте рынка следует отметить, что сетки типа ОПВ и ПН обладают более низкой стоимостью по сравнению со своими аналога ми, что в конечном счете может повлиять на рентабельность эксплуа тации и скорость окупаемости за счет снижения затрат на расходные материалы для топливо- и маслоподготовки. ФМ этого класса универ сальны: могут эффективно использоваться как в СРФ, так и в очисти телях с немеханизированным удалением осадка, допускают фильтро вание и промывку обратным потоком при скорости фильтрации в 4…10 раз более высокой, чем у ФСК(П)Я.

Таблица Характеристики проволочных ФС, % ФС ФС, ФС оптими- ФСКЯ, Показатель саржевого ГОСТ зированной ГОСТ переплетения 3187-76 структуры 3584- Прочность 100* 68 81 Пропускная способность 34 65 85 Грязеемкость 29 48 100 Регенерируемость 48 83 100 Стоимость 68 100 78 Обобщенный показатель 63 82 100 *За 100 % принято самое высокое значение показателя ФС по ГОСТ 3187–76 немного уступают ОПВ и ПН, но зато име ют преимущества перед ФСК(П)Я. Следует отметить, что сетки с прямоугольными ячейками способны в полной мере реализовать свой потенциал по грязеемкости и пропускной способности только при ра боте с низким перепадом давления, не смотря на высокие прочност ные показатели, а их превосходство над гладкими сетками наблюдает ся только при работе СРФ в режиме непрерывной регенерации. Ра зумно обратить внимание на то, что по обобщенному показателю эф фективности они практически равноценны – 81 против 79.

Такие фильтры имеют низкую скорость промывного потока, в свя зи с чем допускаются невысокие прочностные показатели сеток. У ФС саржевого переплетения, как одинарного, так и двойного, прочность наибольшая. По остальным показателям они уступают другим тканым материалам. Самое важное достоинство их – возможность достижения без уменьшения прочности тонкости отсева равной 5 мкм, тогда как другие сетки рассмотренных классов не могут быть выполнены с но минальной тонкостью отсева ниже 15 мкм.

На основе системного подхода рассмотрено взаимодействие ДФ и загрязнений ММ с ткаными фильтровальными сетками нового поко ления. Предложенная форма и структура ФС с оптимизированными параметрами геометрии обеспечивают получение высоких функцио нальных свойств и технико-экономического эффекта при фильтрова нии сложных ДС.

Преимущество сеток типа ОПВ и ПН (табл. 2) по сравнению с лучшими зарубежными ткаными ФМ выразилось в более высокой пропускной способности. По коэффициенту проницаемости они пре восходят зарубежные ФС одинаковой тонкости отсева в 3…15 раз.

Критерий совершенства сруктуры Кс у сеток ОПВ выше, чем у ФМ аналогичного класса, в 1,5…3 раза. По критерию эффективности Кф они превосходят зарубежные сетки в 1,7…6 раз. Достоинства сеток ПН менее выражены. Функциональные свойства сеток: пропускная способность ф, грязеемкость gф, регенерируемость р представлены в качественной форме. Результаты испытаний подтвердили их удовле творительную согласованность с показателями качества ФМ Кф и Кс и процесса фильтрования Кфd.

Функциональные свойства у материалов ОПВ и ПН сбалансиро ваны лучше, чем у отечественных и зарубежных сеток последнего по коления. Это подтверждают высокие значения критериев Кф и Кс и от ношение их, находящееся в диапазоне 1,4…2. У лучших зарубежных материалов В35, В50 и 280/70 Кф/Кс составляет 0,76…0,85, что указы вает на завышение прочностных свойств и возможность увеличения регенерируемости за счет использования более жестких по скорости промывной жидкости режимов.

У сеток с Кф/Кс 2 усилены гидравлические свойства. Если отно шение критериев менее единицы, пропускная способность ФС зани жена. При 1 Кф/Кс 2 функциональные свойства тканных ФМ сба лансированы более удачно. Оптимизацией структуры сеток ОПВ при Кф/Кс =1,4…1,6 достигнут синергетический эффект: повышение про пускной способности и регенерируемости. При использовании сеток оптимизированной геометрии сокращаются энергозатраты на фильт рование и регенерацию.

Выводы 1. Создана методика повышения эффективности тканых ФМ и осуществлена оптимизация их поровых структур, обеспечивающая улучшение функциональных свойств ФС в сравнении с материалами аналогичного класса по пропускной способности, грязеемкости и ре генерируемости соответственно в 1,3, 2,1 и 1,2 раза. Оптимизирован ные сетки последнего поколения превосходят ФСК(П)Я по прочности в 4, по грязеемкости в 1,3 раза. Регенерируемость и пропускная спо собность у них примерно одинаковы. Сетки ОПВ и ПН превосходят ФС саржевого переплетения по всем показателям, кроме прочности, в 1,5…3,5 раза.

2. Предложенные ФС с внутренним задерживающим участком ти па ОПВ рассчитаны на тяжелые условия работы, характеризующиеся высокими адгезией и дисперсностью загрязнений, низкой фильтруе мостью осадка. Сетки типа ПН обладают высокой задерживающей способностью и предназначены для грубодисперсных суспензий. Эф фективная работа их обусловлена образованием на поверхности ФМ проницаемого осадка.

Список литературы 1. Кича, Г. П. Теоретические основы расчета и интенсификации очистки топлив и масел в ДВС / Г. П. Кича // Двигателестроение. – 1986. – № 5. – С. 25–29.

2. Dunn, A. R. Selection of wire cloth for filtration and separation / A.R. Dunn // Filtration and Separation. – 1980. – Vol. 17. – № 10. – P. 437–451.

3. Кича, Г. П. Новые тканные материалы для саморегенерирую щихся фильтров систем топливо- и маслоочистки судовых энергети ческих установок / Г. П. Кича, Г. Г Галстян, В. В. Тарасов // Научные проблемы транспорта Сибири и Дальнего Востока. – 2009. – № 2. – С. 209–213.

УДК 629.5. А. Г. Чесноков УТОЧНЕНИЕ КЛАССИФИКАЦИИ УЗЛОВ С ЖЕСТКИМИ ТОЧКАМИ В СУДОВЫХ КОНСТРУКЦИЯХ Одним из источников усталостных повреждений конструкций кор пуса судна являются узлы с жесткими точками. В работах [1, 2] эти узлы классифицированы по виду образования и характеру работы.

Однако анализ конструктивных соединений узлов и возникших в них трещин позволяет сделать вывод о необходимости дополнения и уточнения этой классификации. В настоящей статье приводится обос нование этого дополнения и уточнения.

Жесткая точка – это район высокой местной жесткости в конст руктивных элементах и, как следствие, очаг высокой концентрации напряжений [1, 2]. В узлах и соединениях конструкций с жесткими точками чаще всего возникают усталостные трещины [1 – 4 и др.].

Согласно работам [1, 2] жесткие точки по виду образования и ха рактеру работы делятся на два типа. Уточнения классификации каса ются жестких точек первого типа.

К первому типу относятся жесткие точки, образованные в районе опирания концов более жестких связей (кницы, балки) на менее жест кие связи (пластины). При этом жесткость этих связей оценивается в направлении действующей на узел основной нагрузки. На рис. 1 при ведены примеры образования жесткой точки у конца днищевого ребра жесткости (а) и в месте соединения продольного ребра жесткости бор та с поперечной переборкой (б). Трещины возникают у концов ребер жесткости и книц (на некотором расстоянии от этих концов) и имеют подковообразный вид. Эти повреждения являются следствием резкого изменения жесткости конструкции и вызванной этим высокой кон центрации напряжений в этих местах [2].

а 1 4 2 q q а б Рис. 1. Узлы с жесткими точками первого типа [190]:

а – днищевая конструкция: 1 – флор;

2 – ребро жесткости;

3 – жесткая точка;

4 – настил внутреннего дна;

5 – днищевая обшивка;

б – узел соединения поперечной переборки с опорным контуром:

1 – переборка;

2 – жесткая точка;

3 – кница;

4 – ребро жесткости;

5 – обшивка борта На основании анализа многочисленных повреждений наружной обшивки корпуса у концов разрезных скуловых килей судов смешан ного плавания (рис. 2), а также настила верхней палубы у окончаний продольных разрезных комингсов грузовых люков транспортных су дов [5], можно сделать вывод, что жесткие точки первого типа обра зуются и в приведенных случаях, когда пластина растягивается вдоль связи (скулового киля, продольного комингса).

А 3 А Рис. 2. Повреждение корпуса у конца скулового киля:

1 – настил внутреннего дна;

2 – флор;

3 – скуловой киль;

4 – накладной лист;

5 – жесткая точка первого типа;

6 – трещина При общем изгибе скуловые кили и продольные комингсы совме стно с корпусом судна деформируются как прерывистые связи. В этих случаях у концов прерывных частей (киля и комингса) в листовом элементе (наружной обшивке и настиле верхней палубы) непрерывной части (корпуса) при чрезмерном притуплении переходных книц воз никают высокие напряжения, обусловленные их концентрацией. Эти высокие напряжения на основании теории прерывистых связей Ю. А. Шиманского [6] являются следствием действия высоких погон ных касательных усилий и торцевых сосредоточенных реакций взаи модействия, возникаемых по линии соединения прерывной и непре рывной частей прерывистой связи.

Следовательно, у резко обрывающихся концов прерывной части прерывистой связи образуются жесткие точки первого типа, кото рые становятся источником усталостных повреждений.

При этом необходимо отметить, что при действии поперечной на грузки, например на днищевую обшивку, прерывное днищевое про дольное ребро жесткости деформируется совместно с обшивкой как прерывистая связь (аналогично случаю растяжения наружной обшив ки). Однако по форме и размерам появляющиеся в отмеченных узлах трещины могут различаться.

Форма трещины, образованной в районе жесткой точки первого типа, зависит от вида узла. Подковообразные трещины, как уже было отмечено выше, возникают у концов ребер жесткости, резко обры вающихся на поле неподкрепленной в плоскости ребра пластины, при действии поперечной нагрузки (рис. 3, а) (жесткая точка первого типа первого вида). У конца, например, продольного имеющего чрезмерное притупление комингса, опирающегося на неподкрепленный в плоско сти его стенки настил палубы, трещины распространяются перпенди кулярно этому комингсу, в обе от него стороны (при общем изгибе на стил палубы растягивается) (жесткая точка первого типа второго вида) (рис. 3, б). Размеры трещин могут быть значительны [5].

Если стенка продольного комингса совмещена со стенкой кар лингса, то усталостные трещины могут развиваться, как и в предыду щем случае, по настилу палубы, перпендикулярно комингсу. Карлингс при этом разрушается вертикальной трещиной (жесткая точка первого типа третьего вида) (рис. 3, в). В этом случае трещины также дости гают больших размеров.

Возможен иной вариант повреждения конца комингса: трещина образуется по сварному шву (жесткая точка первого типа четвертого вида) (рис. 3, г). Как правило, такие трещины появляются в случае, когда толщина стенки продольного комингса существенно меньше толщины настила палубы. Размеры этих трещин невелики, и они в процессе последующей эксплуатации судна не распространяются на настил палубы и вообще не растут.

Жесткие точки первого типа образуются также в пластинах пере менной ширины, у конца резко обрывающейся прерывной части.

Трещины в этом случае распространяются в поле пластины под углом примерно 45 по отношению к горизонтальной кромке непрерывной части пластины, в месте окончания прерывной части (жесткая точка первого типа пятого вида) (рис. 4).

В заключение следует отметить, что для жестких точек первого типа характерна передача нормального усилия на малой площади (почти точечная передача). Это свойство также характерно для жест ких точек второго типа [1, 2, 4]. Следовательно, жесткие точки пер вого и второго типов обладают одним общим свойством – через них происходит почти точечная передача нормальных усилий.

Необходимо обратить внимание также на то, что узел с жесткой точкой второго типа можно рассматривать в направлении действия нагрузки как прерывистую связь (рис. 5). Тогда из этого и изложенно го выше следует, что жесткие точки первого и второго типов обра зуются в прерывистых связях при неправильном оформлении концов прерывной части.

Выводы 1. Классификация узлов с жесткими точками дополнена разновид ностями жестких точек первого типа, различающимися между собой по конструктивному соединению и форме образовавшихся в них трещин.

А q А а А б А 6 в Вид А в 5 А А 6 г Рис. 3. Виды узлов с жесткими точками первого типа:

1 – обшивка днища;

2 – ребро жесткости;

3 – жесткая точка;

4 – трещина;

5 – продольный комингс;

6 – настил верхней палубы;

7 – рамный бимс;

8 – карлингс Рис. 4. Жесткая точка первого типа в пластине переменной ширины:

1 – пластина;

2 – жесткая точка;

3 – трещина P 3 P Рис. 5. Типовой узел с жесткой точкой второго типа:

1 – вертикальные, взаимно перпендикулярные пластины;

2 – горизонтальная пластина;

3 – жесткая точка 2. Для жестких точек первого и второго типов характерна почти точечная передача усилия.

3. Жесткие точки образуются в прерывистых связях корпуса судна при неправильном оформлении концов прерывной части.

Список литературы 1. Иванов, Н. А. Некоторые вопросы проектирования судовых конструкций с «жесткими точками» / Н. А. Иванов, В. В. Новиков // Научно-техн. сб. : Регистр СССР. – Л. : Транспорт, 1981. Вып. 10. – С. 86–94.

2. Барабанов, Н. В. Повреждения и пути совершенствования судо вых конструкций / Н. В. Барабанов, Н. А. Иванов, В. В. Новиков, Г. П. Шемендюк. – Л. : Судостроение, 1989. – 256 с.

3. Барабанов, Н. В. Конструкция корпуса морских судов. Изд. 2-е / Н. В. Барабанов. – Л. : Судостроение, 1969. – 694 с.

4. Барабанов, Н. В. Применение подвижных соединений в судовых конструкциях / Н. В. Барабанов, А. Г. Чесноков // Судостроение. – 1987. – № 2. – С. 9–11.

5. Хитоси, И. Анализ повреждений при трещинах палубы (на япон.

яз.) / И. Хитоси, Ц. Ясухару, И. Сатио // Кансай дзосэн кекайси – 1985.

– № 192. – С. 296–307.

6. Шиманский, Ю. А. Проектирование прерывистых связей судо вого корпуса / Ю. А. Шиманский. – Л. : Судпромгиз, 1949. – 160 с.

УДК 62. Г. П. Щетинина, А. М. Нугманов, Б. Б. Чернов ИЗУЧЕНИЕ СВОЙСТВ ПРОТИВООБРАСТАЮЩИХ ПОКРЫТИЙ Обрастание – это процесс, в результате которого часть судна или стационарного плавучего сооружения, находящаяся в воде, покрыва ется слоем растений и животных. Оно сопровождается снижением скорости судна на 8…15 %, повышением расхода топлива на 20…35 % в междоковый период. Обрастание может вызвать затруд нения с подачей воды по судовым трубопроводам. Интенсивность об растания зависит от района плавания, а также качества противообра стающих покрытий, использованных для защиты подводной части су дов и гидротехнических сооружений. При благоприятных условиях для развития обрастателей, их масса на корпусе судна за 2 месяца мо жет достичь 200 т. По данным различных исследований на борьбу с обрастанием в мире ежегодно расходуется около 500 млн. долларов.

Как правило, обрастание начинается с появления зоны светолюби вых зеленых водорослей, которые начинают расти на уровне перемен ной ватерлинии, омываемой водой, где количество света, а также ки слорода вполне достаточно для их жизни. Ниже этой зоны начинается обрастание балянусами, количество которых возрастает по мере уве личения глубины и снижения освещенности. В средней и кормовой частях судна обрастание бывает сильнее, поскольку в носовой части вода движется более интенсивно.

Длительные исследования показывают, что самый эффективный способ борьбы с обрастанием современных судов и гидротехнических сооружений – применение различных противообрастающих покры тий. Первые современные противообрастающие покрытия – краски «первого поколения», полученные на основе канифоли либо компози ций канифоли с маслами, пеком, фенолформальдегидной смолой, со держали в качестве биоцида оксид меди (I) и другие неорганические токсины. Совершенствование противообрастающих покрытий приве ло к появлению эмалей на виниловой или хлоркаучуковой основе, со держащих тот же самый набор биоцидов. Но эти эмали, хотя и остава лись долгое время основными противообрастающими покрытиями, имели один существенный недостаток – они были неэффективны про тив обрастания диатомовыми водорослями. В 60-х годах ХХ века на чалось применение в промышленном масштабе биоцидов нового типа – оловоорганических соединений: трибутилоловооксида и трибутило ловофторида. Дальнейшее совершенствование оловосодержащих по крытий привело к получению и широкому распространению покры тий на основе сополимеров, содержащих органические радикалы, спо собные отщепляться в морской воде. Но покрытия, содержащие оло воорганические соединения, имеют существенный недостаток – высо кую токсичность по отношению к морским обитателям. Это привело к появлению международной конвенции по контролю за вредными про тивообрастающими системами на судах, которая вступила в силу 17 сентября 2008 года (ASF-конвенция). Данная конвенция запрещает применять на судах противообрастающие покрытия и системы, со держащие оловоорганические соединения, действующие как биоциды.

В связи с этим появилось большое количество работ по созданию так называемых самополирующихся материалов, противообрастаю щие свойства которых обусловлены тем, что при больших скоростях движения судов обрастатели не могут закрепиться на ровной поверх ности. Среди них большой интерес вызывают не содержащие ядови тых веществ биоцидные покрытия с фторидными или кремниевыми добавками, которые используются в качестве средств снижения по верхностного или межфазного натяжения при низких количествах введения, поскольку они легко мигрируют на поверхность во время отверждения. Но для того, чтобы сделать такие покрытия эффектив ными, нужна скорость не менее 18 узлов, поэтому они используются на быстроходных судах и морских паромах. Но эти покрытия неэф фективны при стоянках судов в портах, а также для защиты подвод ных частей стационарных морских сооружений и устройств: буровых платформ, эстакад и т. п. Поэтому наличие действующего строгого запрета на использование оловоорганических противообрастающих веществ приводит к необходимости поиска других биоцидных мате риалов, медленно выщелачивающихся из покрытий и поддающихся биологическому разложению.

С целью выявления новых биоцидных материалов и разработки на их основе рецептур покрытий, защищающих металлы от биообраста ния, было проведено исследование действия разных классов координа ционных соединений сурьмы (III), а также покрытий на основе крем нийорганических соединений, на морские растения и макроорганизмы.

Покрытия, содержащие фторидные комплексы сурьмы, готовили в виде суспензии из измельченных до порошкообразного состояния твердых веществ в растворе метилметакрилата. В составе кремнийор ганических соединений, присутствует ртуть в количестве от 30 до массовых процентов. При нанесении соединений на поверхность пла стин использовали отвердитель АГМ состава (С2H5O)3Si(CH2)3NH либо лак К-55. Для сравнения эффективности изучаемых веществ ис пользовали стандартную (штатную) краску, содержащую в качестве биоцида оксид меди (I), а в качестве пленкообразующего – перхлор виниловую смолу и канифоль.

Изучение противообрастающих свойств проводили на испыта тельном стенде, размещенном у причала водной станции МГУ им.

адм. Г.И.Невельского в условиях летне-осеннего (июнь – ноябрь) пе риода 2003 г. и 2005 г. на глубине 2 м. Глубина в месте установки со ставляла 4…5 м.

Исследуемые образцы представляли собой пластины оргстекла раз мером 5008002 мм, закрепленные на стенде так, чтобы их плоскость была перпендикулярна дну. Наблюдение за пластинами велось периоди чески, раз в две недели пластины поднимали из воды и осматривали ви зуально. При проведении осмотров следили, чтобы обрастатели не пере сыхали. Оценка общей биомассы обрастания по отношению к контролю была проведена по истечении времени экспозиции. В качестве кон трольных использовали пластины из оргстекла без покрытий.

Во время проведения натурных испытаний проводили мониторинг воды бухты Федорова, в которой расположена водная станция. Кон тролировали температуру воды, рН, биологическое потребление ки слорода, БПК5, концентрацию растворенного кислорода. Расчет ин декса загрязнения водоема (ИЗВ) на основе полученных данных пока зывает, что класс качества воды – седьмой (чрезвычайно грязная).

Результаты наблюдений за динамикой оседания макрообрастания на пластины показали, что в составе его сообществ зарегистрировано 3 ви да животных: Balanus improvisus, Hydroides ezoensis, Conopeum seurati.

Водоросли в составе обрастания пластин не обнаружены. На пла стинах, выставленных у причала в бухте Федорова, поселение баляну сов было мозаичным. Соотношение видов, оседающих на поверхность пластин, различно. Вещества, по-видимому, проявляют избиратель ную токсичность либо репеллентность по отношению к макрофитам.

При анализе процесса оседания организмов на пластинах, покры тых составами, включающими комплексные соединения сурьмы, вы явлены вещества, проявившие биоцидное действие. Наиболее токсич ными по отношению к заселяющимся видам оказались комплексные соединения состава Sb3F2O5, MSb3F10 (M = Na, NH4), MSb2F7 (М = Rb, Cs, NH4) и NaSbF4.

Поверхность с добавками гептафтороантимонатов (III) рубидия и цезия оставалась незаселенной макрофитами до 29.07 и 10.08 соответ ственно. При последующих осмотрах на поверхности были обнаруже ны единичные особи балянуса и трубчатого червя.

Поверхности с добавками гептафтороантимоната (III) аммония и тетрафтороантимоната (III) натрия, наоборот, в начальном периоде экспозиции образцов были заселены балянусами и мелкими особями балянусов совместно с трубчатыми червями, соответственно, но по степенно количество особей сокращалось, и при последнем осмотре зафиксировано незаселенное состояние поверхности пластины.

Для B. improvisus, являющегося доминирующим видом обрастания с растянутым периодом оседания, по-видимому, наиболее токсичны ми оказались Sb3F2O5, NaSb3F10, NH4Sb3F10, а также MSb2F7 (М = Rb, Cs, NH4).

По отношению к корковым мшанкам (Conopeum seurati) токсиче ское действие проявили все исследуемые вещества за исключением M2SbF5 (M = Na, Rb, Cs).

По отношению к трубчатому червю (Hydroides ezoensis) биоцид ное (либо репеллентное) действие оказали только NH4Sb2F7 и NaSbF4.

На контрольных пластинах средняя общая биомасса обрастания составила 0.08 г/см2. При оценке биомассы обрастания (табл. 1) мож но построить ряд по силе влияния различных соединений на оседание макрофитов: NH4Sb2F7 = NaSbF4 NaSb3F10 = NH4Sb3F10 = (NH4)3Sb4F CsSb2F7 Sb3O2F5.

Наиболее перспективными для дальнейших исследований с целью разработки противообрастающих покрытий являются следующие ко ординационные соединения сурьмы (III): NH4Sb2F7,NaSbF4, NH4Sb3F10, (NH4)3Sb4F15, CsSb2F7.

Наименее перспективными являются KSb2F7, KSbF4, RbSbF4, CsSbF4, NH4SbF4 и M2SbF5 (M = K, Na, Rb, Cs).

Состав исследуемых кремнийорганических соединений приведен в табл. 2. В процессе наблюдений отмечено исключительно хорошее качество покрытий. Все они имели высокую адгезию к поверхности, за время исследования на поверхности не было заметно видимых по вреждений, а также отслаивания и растрескивания.

Таблица Значения биомассы обрастания пластин с покрытиями из комплексных соединений сурьмы Отношение Биомасса биомассы обрастания Соединение обрастания, г/см к контрольному обрастанию, % 5·10– Sb3O2F5 6, 1·10– NaSb3F10 1, – NH4Sb3F10 1·10 1, – (NH4)3Sb4F15 1·10 1, 2·10– CsSb2F7 2, 7·10– NH4Sb2F7 0, 6·10– NaSbF4 0, 14·10– Na2SbF5 17, 6·10– Cs2SbF5 7, Промежуточный контроль пластин показал, что в течение первых двух месяцев экспозиции (до середины августа) их поверхность оста валась чистой, незаселенной макрофитами. Далее на поверхности об разцов № 2, 7, 9, 11, 17 появились единичные особи трубчатых червей Hydroides ezoensis. В конце сентября – начале октября поверхность пластин начали заселять балянусы B. Improvisus, которые явились до минирующим видом обрастания. Но, в отличие от контрольных об разцов, на пластинах с покрытием прочного прикрепления балянусов не наблюдалось, они довольно легко отделялись от покрытия. В тече ние всего периода наблюдения поселений корковых мшанок (Conopeum seurati) на пластинах не наблюдалось.

Осмотр пластин в конце периода исследования показал, что неза селенными остались образцы № 5, 6, 16. Очень мала средняя масса биообрастания на поверхности пластин № 1, 3, 8, 14 (табл. 3).


Из сопоставления данных натурных испытаний и состава покры тий следует, что оседания обрастателей не было на пластинах с по крытиями, содержащими (CH2O)3SiCH2SC7H4SN·Hg(OCOCH3)2 – об разец 5;

(CH3O)SiCH2(NC8H6)·mHgOCOCH3 – образец 6;

и лак К-55 + + C6H5HgOCOCH3 – образец 16. Общим для всех указанных образцов является вхождение в их состав ионов ртути, связанных с ацетат ионом, являющимся концевым, что, возможно, обусловливает легкое отщепление биоцида, каковым и является ртуть, а кремнийорганиче ская основа обеспечивает хорошее качество покрытий и стойкость к воздействию морской атмосферы.

Таблица Состав кремнийорганических соединений, нанесенных на образцы № Состав покрытия Примечания 1 (CH3O)2Si(CH3)CH2SHgC6H 2 (CH3O)2Si(CH3)CH2SHgCH 3 (CH3O)3CH2O(C6H3СН3)HgOCOCH 4 (CH3O)3CH2O(C6H4)HgOCOCH 5 (CH3O)3SiCH2S(C6H4NСS)·Hg(OCOCH3)2 Комплексное соединение.

6 (CH3O)3SiCH2(NC8H6)mHgOCOCH 7 CH3O)3SiCH2OCH2(CF2CF2)2H + C6H5HgOCOCH3 Сокращ.ПФС Отверд.АГМ 8 CH3O)3SiCH2O(C6H4CH3)HgOCOCH3 + ПФС2 1: 9 ПФС2 + Hg[OCO(CF2)5CF3] (2:1) Отверд.АГМ 10 [H(CF2)4CH2O]2Si(CH3)CH2SHgOCO(CF2)5CF 11 ЭС-1 + С6Н5HgOCOCH3 Отверд.АГМ 12 ЭС-1 + мертиолат в метаноле Отверд.АГМ 13 ЭС-1 + Hg[OCO(CF2)5CF3]2 (2:1) Отверд.АГМ 14 (CH3O)3CH2O C6H4(CH3) HgOCOCH3 + ПФС2 (1:1) Отверд.АГМ 15 (CH3O)3CH2O C6H4(CH3) HgOCOCH3 + ЭС-1 Отверд.АГМ 16 Лак К-55 + C6H5HgOCOCH3 (10:1) 17 Лак К-55 + мертиолат (10:1) 18 Лак К-55 + Hg[OCO(CF2)5 CF3]2 (10:1) 19 ПФС2 + мертиолат в метаноле (5:1) Отверд.АГМ 20 [(CF2CF2)2CH2O]2Si(CH3)CH2SH + мертиолат Примечание:

АГМ9 – (С2Н5О)3 SiCH2CH2CH2NH2 ;

ЭС-1 – (С2Н5О)3 SiCH2CH2CH2OCH2CHОCH2..

При сравнении противообрастающего действия покрытий на осно ве комплексных соединений сурьмы (табл. 1) и ртутьсодержащих крем нийорганических соединений (табл. 3) видно, что первые уступают по своей эффективности, т. к. при сравнимых условиях испытаний масса обрастателей на пластинах оказывается больше на 1…2 порядка.

Таблица Значения биомассы обрастания пластин с кремнийорганическими покрытиями № Биомасса, № Биомасса, № Биомасса, г/см2 г/см2 г/см образца образца образца 37·10–5 6·10–4 13·10– 1 8 15·10–4 13·10– 2 9 16 – 5·10–4 9·10–4 13·10– 3 10 10·10–4 37·10–3 9·10– 4 11 12·10–4 10·10– 5 – 12 8·10–4 10·10– 6 – 13 25·10–4 45·10– 7 Одним из распространенных биоцидов, добавляемых в противо обрастающие эмали, является оксид меди (I). Ранее [1] было показано, что при коррозии меди в морской воде основным продуктом коррозии является данный оксид. В 2009 г. нами была предпринята попытка оценить воздействие соединений меди на морские организмы при на несении покрытий из перхлорвиниловой смолы, растворенной в то луоле, на медные пластины. Толщина покрытий варьировалась от 0,014 до 0,065 мм. Условия опытов были теми же, что и в предыдущие сезоны, но температура воды на протяжении всего периода испытаний была на 2…3 градуса выше среднегодовой. Ежемесячно пластины вы нимали, сушили и определяли массу обрастателей (табл. 4).

Таблица Значения массы биообрастания медных пластин с покрытием на основе перхлорвиниловой смолы Значение биомассы обрастания, г/см Толщина по крытия, мм Июль Август Сентябрь Октябрь -1·10–3 -9·10–4 -2,1·10–3 -2,0·10– 3·10–3 9,8·10–2 1,8·10–2 2,9·10– 0, 1·10–3 7,7·10–2 1,1·10–2 2,0·10– 0, 4·10–4 7,7·10–2 1,1·10–2 1,0·10– 0, На медных пластинах без покрытия оседания обрастателей не на блюдалось. Уменьшение массы пластин связано с коррозионным окислением меди. Скорость коррозии, определенная по формуле г мес мкм 10 01277 12 10 m мкм мес год см corr 215, г t S год 89 3 80см см составила в среднем 21,5 мкм/год.

Как видно из данных табл. 4, противообрастающего действия со единений меди даже при минимальной толщине покрытия не наблю далось. Биомасса обрастателей в течение первого месяца была меньше на пластинах с наиболее толстым покрытием, что связано, скорее все го, с защитным действием самого покрытия. Значения биомассы об растателей изменяются в зависимости от температурного режима морской воды, достигая к концу сезона практически постоянного зна чения. Полученные данные свидетельствуют о том, что даже мини мальная изоляция, затрудняющая непосредственный контакт биоцида с обрастателями, не дает положительного эффекта.

Список литературы 1. Чернов, Б. Б. Коррозионное поведение меди в 3%-ном растворе хлорида натрия и морской воде / Б. Б. Чернов, К. Т. Кузовлева, А. А. Овсянникова // Защита металлов. –1985. – Т. 21. – № 1. – С. 52–57.

УДК 620. Б. Б. Чернов, Н. П. Сологуб, А. М. Нугманов, Г. П. Щетинина, А. В. Варкулевич, К. В. Кузнецов КОРРОЗИЯ ПЛАСТИНЧАТЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ, РАБОТАЮЩИХ НА МОРСКОЙ ВОДЕ Одной из причин, которая может привести к досрочному выходу из строя судовых двигателей, может быть коррозия аппаратов систе мы охлаждения, вследствие чего морская вода может попасть во внут ренний контур охлаждения двигателя.

В последнее время наметилась тенденция использования пластин чатых теплообменников из нержавеющей стали или титана. Эти ме таллы обладают достаточной стойкостью против коррозии в морской воде. Широко известно, что некоторые конструкции теплообменни ков, изготовленные из нержавеющей стали, при определенной услови ях могут подвергаться так называемой щелевой коррозии, когда от дельные участки металла, изолированные от доступа кислорода, рабо тают интенсивными анодами. С теплообменниками, изготовленными из титана, подобных проблем, обычно, не возникает.

Для анализа и последующих выводов использовались различные методы. Производились измерения потенциалов коррозии эксплуати рующегося теплообменника и корпуса судна относительно хлорсереб ряного электрода. Снимались потенциодинамические поляризацион ные кривые образцов из нержавеющей стали и титана.

Конструкции теплообменников таковы, что они короткозамкнуты на подводящие трубы. При этом образуется гальванический элемент из неоднородных по электрохимической природе металлов: “нержа веющая сталь – малоуглеродистая сталь” (в случае, когда теплооб менник изготовлен из нержавеющей стали), “титан – малоуглероди стая сталь” (в случае, когда он изготовлен из титана). Катодами в этих гальванопарах, и в том, и в другом случаях, работают пластины теп лообменника, а анодами - подводящие трубы. Подводящие трубы в ходе их эксплуатации интенсивно разрушаются, происходит отложе ние твердых продуктов коррозионного разрушения на стенках тепло обменников.

Осмотр пластин теплообменников из нержавеющей стали, вы шедших из строя, показывает, что на поверхности металла наблюда ются отложения катодных осадков из морской воды или накипи, а в местах соприкосновения соседних пластин и под уплотнительными резиновыми прокладками и накопленными осадками - сквозные от верстия (рис. 1). Это свидетельствует о явном проявлении на нержа веющей стали щелевой коррозии. Согласно многочисленным литера турным данным большинство нержавеющих сталей в морской воде склонны к проявлению щелевой коррозии [1].

Измерения потенциала коррозии относительно хлорсеребряного электрода теплообменника из титана в движущейся и неподвижной воде непосредственно в трубе подвода морской воды дали следующие результаты: в неподвижной воде -0,58 В ХСЭ, в движущейся воде (при работе двигателя) -0,53 В ХСЭ. Эти результаты указывают на на личие электрического контакта между пластинами теплообменника и трубами, следовательно, говорят о навязывании пластинам теплооб менника потенциала коррозии труб.

Смещение потенциала коррозии в движущейся морской воде в по ложительную сторону свидетельствуют о диффузионном характере лимитирования процесса коррозии труб, которые корродируют с мак симально возможной скоростью.Протекторная защита корпуса судна не гарантирует защиты от коррозии теплообменников из нержавею щей стали. Исправность работы протекторной защиты проверялась замерами потенциала корпуса. Величина потенциала порядка -0,9 В ХСЭ свидетельствует о надежности защиты.

Рис. 1. Коррозионное разрушение пластин теплообменников Поляризационные кривые для титана, нержавеющей стали AISI316, углеродистой стали Ст.3 (рис. 2) и их сравнение с подобны ми известными зависимостями указывают, что при контакте титана и нержавеющей стали с подводящими морскую воду трубами последние должны подвергаться интенсивному коррозионному разрушению, ра ботая анодами в таких гальванопарах.

Сравнение измеренных потенциалов коррозии с зависимостями на поляризационных кривых указывает на короткозамкнутость системы, навязывании потенциала системе трубами подвода морской воды и позволяет приблизительно оценить максимально возможную скорость коррозии труб.

Потенциалу Е = -0,53 В ХСЭ на анодной кривой стали соответст вует точка i = 0,32 mA/см2. Скорость коррозии определяется по фор муле d i vкор, (1) t где d – глубина коррозии, см;

t– время коррозии, с;

– электрохимический эквивалент, для железа = 0,289·10-3 г/(А·с);

i – плотность тока, А/см2;

плотность, для стали = 7,8 г/см3.

Подставляя в (1) численные значения, получаем:

г А 0289 10 - 3 032 10 3 Ас см 118 10 8 см/с 3,7мм/год.

vкор г 7,8 см Е, мВ - - 0,00001 0,0001 0,001 0,01 0,1 i, мА/см2 (в lg-шкале) Рис. 2. Кривые зависимости потенциала от плотности тока:

----- - титан;

---- - нержавеющая сталь AISI316;

---- - Ст. Изложенные выше результаты позволяют сделать вывод, что изо лирование труб от пластин теплообменника позволит избежать ава рийных ситуаций. Устранение контакта теплообменника с трубами подвода морской воды позволит устранить образование катодного осадка, что приведет к улучшению его теплообменных свойств и со кратит объем работ по его очистке. Лучшим, рассчитанным на дли тельный срок службы теплообменника, вариантом будет изготовление труб из пластических масс.


Список литературы 1. Морская коррозия : справочник / Под ред. М. Шумахера ;

пер. с англ. П. П. Поздеева и Б. И. Розенфельда, под ред. И. А. Степанова. – М. : Металлургия, 1983. – 512 с.

УДК 621.436.004. Худяков С. А., Струтынский А. В.

ОТКАЗЫ СУДОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ И МЕХАНИЗМОВ Безотказность судовой техники обеспечивает безопасность море плавания и своевременную доставку грузов. Особенно когда это каса ется гребных установок и судовых электростанций.

Рассмотрим отказы судовых технических средств (СТС) на ряде судов различного назначения и размеров. Основные сведения о судах и СТС, которые отказали, приведены в таблице. Все рассматриваемые суда выработали свой нормированный срок службы [1].

Отказы СТС привели к необходимости выявления причин их воз никновения и разработке мер по их устранению и предотвращению подобных случаев в дальнейшем.

При обследовании упорного подшипника (УП) валопровода т/х «Ава ча» была обнаружена выработка гребня упорного вала (УВ) с носовой стороны глубиной до 4,5 мм. С целью устранения данного дефекта была произведена проточка гребня УВ на глубину 10,5 мм, что уменьшило толщину гребня УВ с 148 до 137,5 мм. Возникла проблема прочности гребня УП.

На момент обследования упорного вала главный дизель (ГД) фир мы MAN типа K6Z57/80F наработал с постройки 120170 часов.

С целью проверки прочности гребня УВ был выполнен расчет по методике, приведенной в Правилах морского регистра судоходства (МРС) России.

Из результатов расчета прочности гребня УВ следует, что после проточки гребня на 10,5 мм по толщине запас его прочности снизился незначительно и обеспечивает надежную работу ГД при номинальной мощности.

Следует отметить, что по информации судовладельца к моменту анализа прочности УП эксплуатационная мощность ГД была снижена до значения NЭ = 2570 э.л.с. (48,3 % от Nн) при частоте вращения nЭ = 155 мин–1. При этом существенно снизились нагрузки и напря жения, действующие на гребень УВ. Снижение мощности ГД в дан ном случае приводит к существенному повышению запаса прочности упорного вала (почти в 2 раза).

Отказы элементов судовых силовых установок Парамет № Судно Марка, фирма Элемент Характер Объ ры** отказа -ект* N n 1 Авача ВП K6Z57/80F MAN 5324 225 Упорный вал Износ 2 Айон ГД K9Z60/105 MAN Втулки ци- Износ линдра 3 Дарвин ГД 8ZD72/48AL-1 Рамовый под- Просадка шипник DMR 4 Барабанов ГД 14ZV40/48 Wart- 7700 560 Коленчатый Задиры sila вал 5 Фатеево ВП 8NVD48A2U SKL 883 385 Конус вала и Без натяга винта 6 Блазаново ГД 8NVD48A2U 883 385 Блок цилиндр. Трещины 7 Асауленко ГД 8NVD48A2U 883 385 Блок цилиндр. Трещины 8 Монокрис- ДД 8NVD48AU 883 385 Капролон Оплавле талл ние 9 Дилан ВП 6ДКРН50/110 Промежуточ- Разруше B&W ный вал ние 10 СДС501 ГД 6ЧСП18/22 441 930 Блок цилиндр. Трещины 11 «BAY» ВДГ 6QTSW Dorman 250 1500 Шатунный Разруше болт ние 12 А. Дуденко ВДГ S6B-MPTK Mit- 120 1200 Коленчатый Разруше subishi вал ние 13 МРС-369 ВДГ 4Ч10.5/13 40 1500 Поршн. палец Разруше ние 14 Игарка ВП ОК710НВ SKF 154 140 Муфта Дефект соед.

15 Пильтун РУ РО5М Цапфа ползу- Разруше на ние 16 Айон РУ W33 РУП Радиальну- Разруше пор-ный под- ние шипник Примечание: * – ВП – валопровод, ГД – главный дизель, ДД – дейдвуд, ВДГ – вспомогательный дизель-генератор, РУ – рулевое устройство;

** – N – мощность (кВт), n – частота вращения (мин–1) Отказ УВ в данном случае был отнесен к деградационным, так как произошел через длительный срок эксплуатации. Износ гребня УВ вызван остаточным трением при работе в масляной среде.

На момент отказов деталей цилиндропоршневой группы ГД т/х «Айон» фирмы MAN типа K9Z60/105E отработал более 121 тыс.

часов. Отказали деталей цилиндропоршневой группы: крышка цилин дра № 6 и цилиндровые втулки № 1 и 3.

В крышке цилиндра № 6 появились трещины на огневой поверх ности крышки, что явилось следствием воздействия термических на пряжений и циклических напряжений от давления сгорания топлива в цилиндре. Появлению трещины только на одной крышке могли спо собствовать и другие факторы, например, в самой крышке был кон центратор напряжений (значительный коррозионный износ с внут ренней стороны).

Таким образом, появление трещины на крышке цилиндра № 6 яви лось результатом суммарного воздействия перечисленных факторов, как с точки зрения максимальных напряжений, так и ослабленного се чения стенки.

Втулки цилиндров № 1 и 3 отказали по причине значительного износа, который является результатом полусухого трения. На отдель ных участках рабочей поверхности втулки наблюдались микрозадиры.

Причинами, вызвавшими износ втулок цилиндров, оказались:

– недостаточная смазка рабочих поверхностей цилиндровых втулок;

– закоксованность отверстий подвода цилиндрового масла;

– неподвижность поршневых колец (по тем же причинам).

На основании изложенного был сделан вывод о том, что появление трещин в крышке цилиндра № 6 ГД и повышенный износ втулок цилин дров ГД № 1 и 3, приведший к их отказам, вызвано грубейшим наруше нием Правил технической эксплуатации (ПТЭ) судовых дизелей. При этом отказы крышки и втулок цилиндров следует отнести к эксплуата ционным отказам, так как они произошли по вине судовых механиков.

Отказ рамового подшипника № 9 главного дизеля 8ZD72/48AL- РТМС «Дарвин» произошел через 7000 часов его работы.

Дефектация фундаментной рамы производилась после демонтажа блока цилиндров и подъема коленчатого вала. При этом проверялась плоскостность верхней поверхности фундаментной рамы, соосность и цилиндричности постелей рамовых подшипников.

В результате выполненных измерений установлено, что плоскост ность верхней поверхности фундаментной рамы сохранена по всей длине и ширине, соосность постелей оказалась в пределах нормы.

На постели аварийного рамового подшипника № 9 обнаружен де фект выступа шириной 50 мм и около 150 мм по окружности. Появле ние выступа было вызвано ростом кристаллов чугуна в средней части постели при значительном повышении температуры при выплавлении подшипника.

При таком состоянии постели и крышки подшипника № 9 невоз можно обеспечить требуемый натяг вкладышей, поэтому восстанови ли соединение плазменным напылением слоя металла на внешнюю поверхность устанавливаемого вкладыша вне зоны выступа.

Раскепы коленчатого вала после сборки подшипников не превы сили 0,05 мм при предельном значении – 0,18 мм. После установки блока цилиндров раскепы увеличились незначительно.

Таким образом, технические условия на укладку коленчатого вала, обеспечивающие нормальную эксплуатацию рамовых подшипников, были выполнены. Это гарантировало безотказную работу рамовых подшипников, что было подтверждено при их эксплуатации в даль нейшем. Отказ рамового подшипника отнесли к эксплуатационным.

Причиной его появления стал недостаточный натяг при сборке, что привело к проворачиванию вкладышей и выплавлению антифрикци онного слоя.

Отказ коленчатого вала главного дизеля типа 14ZV40/48 фирмы Wartsila Sulzer на т/х «Профессор Барабанов» произошел в условиях эксплуатации после ревизии подшипников.

Вкладыши подшипников коленчатого вала тонкостенные с анти фрикционным слоем, состоящим из бронзы и баббита.

Условия, при которых произошел отказ коленчатого вала, сле дующие:

– с постройки дизель отработал более 80 тыс. часов;

– наработка дизеля после ревизии подшипника около 60 часов;

– давление масла номинальное 2,2 МПа, при аварии 0,45.

Во время ревизии подшипников коленчатого вала были нарушены требования на монтаж вкладышей 5-го шатунного подшипника, что вызвало проворачивание вкладышей в постели, резкое повышение температуры подшипника и оплавление антифрикционного слоя вкла дышей. При этом образовались трещины в упрочненном слое шейки коленчатого вала.

Наличие трещины на шатунной шейке № 5 ГД1 после восстанов ления подшипника за счет шлифования шейки до 325 мм (номиналь ный – 330 мм) привело к необходимости замены вкладышей и замене коленчатого вала в дальнейшем.

Таким образом, отказ коленчатого вала произошел из-за наруше ния технологии сборки подшипников. Поэтому его отнесли к эксплуа тационным зависимым отказам, так как не были соблюдены нормы натяга тонкостенных подшипников.

Танкер «Фатеево» с главным дизелем фирмы SKL типа 8NVD48A 2U имеет прямую передачу крутящего момента на гребной винт. Со единение ступицы гребного винта с конусом вала гидропрессовое с осевым натягом 2,4 мм. Гребной винт изготовлен из нержавеющей стали 08Х14НДЛ. Перед постановкой в док судно не развивало ско рость более 4-х узлов при частоте вращения валопровода (и дизеля) до 400 мин–1.

В результате обследования гребного винта, конуса гребного вала и гайки крепления винта было обнаружено, что на конусе гребного вала в носовой части до 50 % длины имеется пятна от натира, на конусе гребного вала в том же месте обнаружено 2 коррозионных пятна в продольном направлении. На торце гайки имели место достаточно глубокие риски по пояску контакта со ступицей. На кромках лопастей гребного винта были обнаружены остаточные пластические деформа ции (следы ударов). Обнаруженные дефекты свидетельствовали о том, что винт проворачивался на конусе гребного вала.

С целью проверки достаточности момента трения от гидропрессо вой посадки винта был выполнен проверочный расчет его натяга.

На основании обследования поверхностей конусов гребного вала и винта и проверочных расчетов определены причины отказа соеди нения:

– недостаточный осевой натяг гребного винта при сборке;

– случайная ударная нагрузка на лопасти гребного винта, вызвав шая значительный момент, превышающий момент трения в конусном соединении.

Данный отказ отнесен к производственным, так как не были вы держаны условия посадки ступицы гребного винта на конус вала при ремонте.

На блоках цилиндров дизелей NVD-48A-2U после определенной наработки в галтелях опорных буртов, на которые опираются втулки цилиндров, образуются трещины [4]. Аналогичные повреждения бло ка цилиндров были выявлены на ГД СРТМ-К «Блазново». Вывести трещины проточкой на глубину до 12 мм (ТП на ремонт блока №9474 0023 от 23.04.74, разработан Балтийским ЦПКБ) и установкой техно логического кольца, удается не всегда.

Трещины носят усталостный характер и вызваны напряжениями изгиба от воздействия сил затяжки шпилек цилиндровых крышек.

Разработанная технология ремонта блоков цилиндров этих дизе лей (ЮжНИИМФ, ТП № 4016.10.01.Р от 14.09.90 г.) предусматривает подкрепление опорных буртов с помощью винтов. Данные винты ус танавливаются с использованием полимера. В результате создается монолитная система «винт – бурт – полимер», что препятствует рас крытию трещин и фиксирует винты.

Ремонт блоков цилиндров с использованием данной технологии позволяет эксплуатировать дизели без ограничения мощности с кон тролем состояния блока на предмет дальнейшего развития трещин.

В качестве полимера используется BELZONA 1111. Температура окружающей среды при этом должна быть выше 10 С. Восстановле ние прочности блоков с использованием полимера не следует рас сматривать как радикальное технологическое средство, так как проч ность полимера с любым наполнителем значительно меньше основно го материала.

Отказы блоков цилиндров относятся к конструктивным, так как при проектировании фундаментов под дизели 8NVD48A-2U не учи тывалась их форсировка по мощности и частоте вращения коленчатых валов [4].

Для устранения поверхностных трещин на посадочных буртах блока цилиндров дизеля 8NVD48A-2U СРТМ «Кап. Асауленко» про изведена расточка галтелей на определенную глубину. При этом рас точка прекращалась, если оставалась одна трещина небольшой длины, которая удалялась шабровкой.

После удаления указанных дефектов блока были даны рекоменда ции к дальнейшей его эксплуатации.

Отказа блоков цилиндров также отнесли к конструктивным анало гично ранее рассмотренному случаю на СРТМ-К «Блазново».

Обследования аварийного дейдвудного подшипника т/х «Моно кристалл» (проект 502ЭМ) произведено в доке после демонтажа греб ного вала.

В результате обследования подшипников и облицовок гребного вала установлено, что носовой подшипник (капролон) выплавлен пол ностью, кормовой подшипник оплавлен частично, набивка сальника также оплавлена и спрессована.

При обследовании дейдвудного устройства в целом также было обнаружено, что трубопровод смазки и охлаждения дейдвудного подшипника забортной водой разрушен.

На основании выполненных исследований установлено, что ос новными причинами выплавления носового дейдвудного подшипника и сальниковой набивки с возгоранием следует считать недостаточную смазку и охлаждение дейдвудного подшипника при швартовых испы таниях, а также затяжку втулка сальника, что привело к нагреву и оп лавлению набивки.

Отказ дейдвудного подшипника следует отнести к эксплуатацион ным, так как перед испытаниями гребной установки не была восста новлена система охлаждения и смазки и отсутствовал контроль ее со стояния.

На момент обследования промежуточного вала (длиной около 1700 мм без опоры) главный дизель т/х «Дилан» типа 6ДКРН50/110- отработал с постройки 50711 часов, а после замены промежуточного вала – 1250 часов.

Новый промежуточный вал был изготовлен из гребного вала боль шего диаметр (сталь 30) с приваркой носового фланца из стали 35.

Диаметр нового вала составил 300 мм, в то время как старый вал имел диаметр 250 мм и был изготовлен из стали 50. Это увеличило площадь поперечного сечения на 44 % и момент его сопротивления на 73 %.

Причина разрушения прежнего промежуточного вала заключалась в возникновении высокого уровня циклических изгибных напряже ний, обусловленных некачественной центровкой валопровода. При этом осевое биение фланца составляло 0,07 мм при допустимом зна чении 0,04 мм, а радиальное биение – 0,23 мм при допустимом значе нии 0,05 мм.

Увеличение диаметра нового вала привело к снижению уровня из гибных циклических напряжений, что повысило усталостную долго вечность вала.

В данных условиях работоспособность валопровода будет опреде ляться прочностью узла сварного соединения промежуточного вала с носовым фланцем, а также болтового фланцевого соединения.

На основании выполненных исследований и дефектоскопии свар ных швов сделаны следующие выводы:

– поверхностных дефектов в зоне сварного шва не выявлено;

– выявлены внутренние несплошности, размер которых превыша ет предельно допустимый;

– неравномерность напряжений в призонных болтах имеет выра женный первый порядок, что подтверждает наличие несоосности ва лопровода;

– при эксплуатации необходимо строго соблюдать условия цен тровки валопровода.

Отказ промежуточного вала был отнесен к эксплуатационным, так как во время ремонтов не была устранена расцентровка валопровода.

Гребная установка промыслового судна «СДС 501» состоит из ди зель-редукторного агрегата типа 6ЧСП18/22-600 завода «Дальдизель».

На основании сведений, приведенных в документах, глубина тре щины по посадочным буртам блока цилиндров не превышала 2 мм.

После установки дизель отработал не более 15 тысяч часов.

С целью определения причины появления трещин по посадочным буртам выполнены расчеты коэффициента плотности стыка в соеди нении «крышка – прокладка - втулка» и напряжений смятия в уплот нительной прокладке.

Предел текучести медных сплавов около 100 МПа, для стали 10, из которой изготавливаются кольца, это значение 200 МПа. Поэтому ис пользование стальных прокладок приводит к необходимости повышен ного значения момента затяжки гаек шпилек и к излишнему увеличе нию нагрузки на посадочные бурты, что вызывает в них трещины.

На основании изложенного сделаны следующие выводы:

– удельные давления на бурт от усилий затягивания гаек шпилек крепления крышек цилиндров чрезмерны и являются основной при чиной образования трещин в посадочных буртах;

– блок цилиндров может быть допущен к дальнейшей эксплуата ции с трещинами (до 2 мм) в посадочных буртах, если будет строго соблюдаться момент затяжки гаек шпилек крепления крышек (300 Нм), а при медных прокладках – 220 Нм.

Отказ блока цилиндров был отнесен к конструктивным по причи не использования стальных прокладок в место медных.

Авария произошла при обкатке вспомогательного дизель генератора № 3 типа 6QTSW фирмы Dorman на т/х «Bay» после ре монта с заменой всех втулок цилиндров, поршней и вкладышей под шипников. При этом были разрушены втулка цилиндра, поршень, час тично блок цилиндров, а также оборван противовес мотыля коленча того вала того же цилиндра.

На основании осмотра и обмера поврежденных деталей аварийного дизеля, а также выполненных расчетов и анализа аналогичных аварий, произошедших на других судах, были сделаны следующие выводы:

– основной причиной разрушения деталей 4-го цилиндра дизеля 6QTSW является недостаточная прочность болтового соединения про тивовеса из-за дефекта резьбы на одном из болтов;

– в результате ослабления соединения противовеса с коленчатым валом и разрушения одного из болтов произошло смещение противо веса из плоскости его вращения, что в свою очередь привело к соуда рению его с шатуном и разрушению шатунного подшипника.

Таким образом, отказ следует отнести к эксплуатационным, так как при сборке двигателя отсутствовал контроль технического со стояния шатунных болтов.

Разрушение коленчатого вала произошло на вспомогательном ди зеле типа S6B-MPTK фирмы Mitsubishi т/х «Дуденков».

С постройки дизель отработал 41089 часов, коленчатый вал – 10357 часов после замены (причина замены – задиры шеек из-за не достаточной смазки).

Разрушение коленчатого вала произошло по щеке между рамовой шейкой № 4 и шатунной 4-го цилиндра.

Плоскость поверхности излома была расположена по нормали к мотылям 3 и 4 цилиндров, что свидетельствовало о действии изги бающего момента на коленчатый вал, который возник при устранении опоры вала в 4-м рамовом подшипнике после его выплавления.

На основании анализа динамики дизеля, обследования состояния выплавленного подшипника, поверхности излома коленчатого вала, а также твердости всех шеек вала, установлена причина разрушения – недостаточное давление масла из-за значительного увеличения зазо ров в подшипниках, что вызвало нагрев и выплавление баббита вкла дышей рамового подшипника № 4, а также нагреву шейки коленчато го вала и появлению трещин на её рабочей поверхности. Далее это привело к перераспределению нагрузки на 3 и 5 рамовые подшипни ки и разрушению коленчатого вала в указанном сечении.

Отказ подшипника также следовало отнести к эксплуатационным отказам, так как он вызван нарушением Правил технической эксплуа тации дизелей в отношении периодического контроля зазоров в под шипниках коленчатого вала.

Аварийное разрушение деталей цилиндропоршневой группы вспо могательного дизеля 4Ч10.5/13 произошло на промысловом судне ти па МРС-369. При этом полностью разрушены поршневой палец и ша тун 4-го цилиндра (повторная авария). Повреждены блок цилиндров, поршень и втулка того же цилиндра, а поршневые пальцы остальных 3-х поршней имели трещины.

Фрактографический анализ показал, что на всех пальцах первич ные изломы продольные. Зарождение трещин начинается от внутрен ней поверхности.

Стилоскопирование стали проводилось с целью приближенной количественной оценки содержания легирующих элементов. Установ лено, что пальцы изготовлены из углеродистой стали.

На основании результатов проведенных исследований установле но, что основной причиной разрушения поршневых пальцев явилась их недостаточная усталостная прочность.



Pages:     | 1 | 2 || 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.