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. 31/2009

УДК 629.5.083.5(06)

Вестник Морского

государственного университета. Серия: «Судострое-

ние и судоремонт» [Текст]. – Владивосток : Мор. гос. ун-т, 2009. – Вып. 31.

– 134 с.

Настоящий выпуск научных трудов Морского государственного университе-

та имени адмирала Г.И. Невельского представляет собой сборник статей препода-

вателей, научных сотрудников и аспирантов.

В данном выпуске представлены результаты научных исследований, направ ленных на – повышение долговечности деталей СТС различными способами (лазерным упрочнением, лазерной наплавкой, электромеханической обработкой);

– рациональное использование унифицированных моторных масел в судовых комплексах «дизель – топливо – масло»;

– повышение эффективности тонкой очистки моторного масла в судовых среднеоборотных дизелях комбинированием фильтрования и центрифугирования;

– разработку и моторную оценку на судах эффективности нового комбиниро ванного маслоочистительного комплекса;

– технологии очистки судовых сточных вод;

– моделирование коррозионного износа корпусов судов и физико-химического формирования биоплёнки на металлической поверхности в водной среде.

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

Редакционная коллегия:

В. М. Ходаковский, канд. техн. наук, доцент (отв. ред.);

А. В. Арон, канд. техн. наук, доцент;

Г. П. Кича, д-р техн. наук, профессор;

Л. Б. Леонтьев, д-р техн. наук, доцент;

В. Н. Слесаренко, д-р техн. наук, профессор;

С. А. Худяков, канд. техн. наук, доцент;

Е. П. Патенкова, канд. техн. наук (отв. секретарь).

© Морской государственный университет ISBN 978-5-8343-0518- имени адмирала Г. И. Невельского, УДК 621.375. В. М. Ходаковский ИСПОЛЬЗОВАНИЕ СТАТИСТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ТЕХНОЛГОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ЛАЗЕРНОГО УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ ДЛЯ ЕГО ИДЕНТИФИКАЦИИ Технологический процесс лазерного упрочнения деталей относит ся к тем системам, которые принято характеризовать параметрами и показателями.

Параметры режима – это управляемые факторы технологического процесса.

Показатели технологического процесса – выходные зависимые факторы технологического процесса.

Связь между параметрами и показателями технологического про цесса характеризуется математическими моделями. Так как техноло гические вопросы при лазерном упрочнении деталей решаются при неполном знании механизма происходящих физических явлений, то сам технологический процесс лазерного упрочнения может быть представлен в виде «черного ящика», т. е. в виде кибернетической системы (рис.1).

Z1 Z 2 Z 3 Zk X1 У X2 У Технологический X3 У процесс Xn m W1 W2 W3 Ws Рис. Представление технологического процесса в виде кибернетиче ской системы позволяет строить и анализировать математические мо дели методами теории планирования экспериментов [1]. Под матема тической моделью в данном случае понимается система соотношений между показателями технологического процесса и его параметрами, а также между параметрами процесса и ограничениями, накладывае мыми на них.

Кроме управляемых параметров режима обработки (X1, X2, X3…Xn), которые являются параметрами режима обработки, на значе ния показателей (Y1, Y2, Y3,…Ym) оказывают влияние неуправляемые параметры технологического процесса. Одни из них (Z1, Z2, Z3…Zk) могут контролироваться в процессе реализации технологического процесса без целенаправленного их изменения, другие параметры (W1, W2, W3…Ws ) являются неконтролируемыми и относятся к возмущаю щим воздействием. Вся совокупность параметров технологического процесса является его структурой, которая в зависимости от конкрет ных значений параметров имеет различные состояния. Этим состоя ниям будут соответствовать различные значения показателей техно логического процесса. То есть предполагается, что области множества значений параметров (X1, X2, X3…Xn, Z1, Z2, Z3…Zk, W1, W2, W3…Ws) со ответствует область множества значений показателей (Y1, Y2, Y3,…Ym).

Целью управления технологическим процессом является точность воспроизведения его показателей.

С точки зрения управления технологический процесс лазерного упрочнения деталей может быть представлен в виде регулируемой системы, в которой регулирование производится по ее показателям.

Полученное значение показателя сравнивается с заданным (требуе мым) значением и по результату производится корректировка значе ний управляемых параметров.

Функционирование технологического процесса в соответствии с техническими требованиями к показателям обеспечивается его на стройкой. Под настройкой понимается последовательность попыток, каждая из которых состоит из проверки показателей (измерение и сравнение) и регулирования.

Измерения выполняются с погрешностью.

Погрешность результата измерения показателя это разница меж ду результатом измерения Y и действительным значением измеряемо го показателя Yд :

y Y Yд. (1) Погрешность результата измерения параметра это разница меж ду результатом измерения X и действительным значением измеряе мой величины X д :

(2) X X X д.

Простейший акт сравнения может быть описан соотношением вида (3) Y YТ YДi, где YТ требуемое значение показателя;

YД i действительное текущее значение показателя.

Регулирование состоит из действий, выполняемых между провер ками с целью обеспечить соответствие действительного значения по казателей технологического процесса требуемым значениям за счет изменения значений управляемых параметров.

Изменение показателя Y с помощью изменения параметра X i описывается уравнением Y Y X i, X i Y где X i приращение параметра X i, а частная производная X i показателя Y по параметру X i, представляющий собой критерий чув ствительности показателя Y к изменению параметра X i.

В условиях судоремонтного производства практически отсутству ет возможность непосредственного измерения показателей лазерного упрочнения деталей в процессе их обработки. В этой связи необходи мо использование для настройки метода косвенного контроля показа телей технологического процесса, т. е. контроля по косвенному пока зателю.

Выход показателей за допустимые значения является нарушением функционирования технологического процесса, т. е. отказом. Отказ технологического процесса является событием, требующим обнару жения.

Технологический процесс, который протекает абсолютно в соот ветствии с ранее полученной моделью, является идеальным техноло гическим процессом. Практически имеет место реальный технологи ческий процесс, который протекает с отклонениями от намеченного плана, что вызывается реальными обстоятельствами.

Обозначим математическое ожидание вектора состояния идеаль ного технологического процесса в m-векторном пространстве его по казателей как Y 0. Данный вектор является обобщенной эталонной ха рактеристикой технологического процесса.

Математическое ожидание вектора состояния реального техноло гического процесса в m-векторном пространстве его показателей обо значим как Y.

Тогда погрешность Y Y Y 0 (5) будет являться математическим ожиданием ошибки технологического процесса. Эта ошибка характеризует точность воспроизведения пока зателей реального технологического процесса. Физической основой ошибки реального технологического процесса является несовпадение состояния его структуры и состояния структуры идеального техноло гического процесса. Данное несовпадение носит случайный характер и может быть формализовано через случайные величины и случайные события 2.

Процедура определения погрешности реального технологического процесса при его настройке относительно идеального технологиче ского процесса является процедурой его идентификации, а значение погрешности количественной мерой идентификации.

Важнейшими показателями, характеризующими функциональное состояние упрочненной поверхности деталей судовых технических средств, являются глубина упрочненного слоя и его структура. Глуби на упрочненного слоя определяет ресурс положительных свойств по верхности. Структурные изменения материала поверхности, проис шедшие в результате лазерной закалки, определяет ее свойства, в ча стности, износостойкость.

Особенностью лазерного упрочнения деталей в условиях судоре монтного производства является то обстоятельство, что не один из этих показателей не может быть использован для настройки техноло гического процесса, так как их определение связано с разрушением деталей. В настоящее время нет точных неразрушающих методов кон троля глубины и структуры упрочненного слоя. А разрушение дорого стоящих деталей на стадии их восстановления в условиях мелкосе рийного и единичного производства недопустимо, так как теряется сам смысл технологического процесса восстановления этих деталей.

В этой связи возникает необходимость настройки и контроля ла зерного упрочнения деталей по косвенному показателю, стохастиче ски связанному с глубиной и структурой упрочненного слоя.

Таким показателем может быть температура поверхности Ts уп рочняемой детали. В пользу такого выбора говорят следующие об стоятельства.

1. Лазерный луч при воздействии на обрабатываемую поверхность детали частично отражается, а остальной поток излучения проникает на глубину 10–6…10–7 м. Энергия этой части излучения поглощается электронами поверхностного слоя детали. При этом резко повышается электронная температура Te. Энергия свободных электронов в тече ние времени, равного 10–9…10–11 С, передается кристаллической ре шетке и ее температура Ti выравнивается с температурой Te После дующий нагрев металла происходит по физическим законам теплооб мена. Наибольших значений температура упрочняемого материала достигает в тонком слое выходящим на поверхность детали.

2. Для углеродистых сталей и чугунов геометрические размеры зоны лазерного упрочнения при перемещении луча, имеющего плот ность мощности q(x,y), относительно детали со скоростью V опреде ляются положением эвтектоидной изотермы Tq, при которой время пребывания материала при температуре выше эвтектоидной будет достаточным для растворения карбидной фазы в аустените (рис. 2).

При лазерном упрочнении фаза нагрева материала является важней шей, так как в процессе последующего скоростногоохлаждения фик сируются стадии превращений при нагреве. Нагрев зоны лазерного воздействия начинается с поверхности. В этой связи значение темпе ратуры поверхности в зоне лазерного воздействия имеет решающее значение для формирования показателей лазерного упрочнения при принятых параметрах режима обработки.

q (x,y) x V y Zq z 1 Рис. 2. Схема упрочнения непрерывным излучением:

1 – изотермическая поверхность Tq ;

2 – зона упрочнения 3. Так как целью лазерной термической обработки сталей и чугу нов является получение упрочненного слоя, то режимы лазерной об работки должны обеспечивать выполнение ряда условий, которые га рантируют необходимые для упрочнения металла структурные пре вращения:

– температура нагрева упрочненной зоны должна быть более температуры критических точек начала фазовых превращений;

– время пребывания металла при температуре закалки Tзак должно быть равно или больше требуемого минимального времени его пре бывания при температуре закалки, обеспечивающего завершение превращения;

– охлаждение нагретого объема материала должно происходить со скоростью равной или большей минимальной скорости охлаждения, которая обеспечивает переохлаждение аустенита до начала мартен ситного превращения.

Таким образом, при лазерном упрочнении деталей фундамен тальным обстоятельством является то, что размеры, форма закален ных зон, их структура и свойства определяются температурными по лями в металле и характером их изменения во времени.

Основными управляемыми параметрами лазерного упрочнения непрерывным лазером являются: полная мощность излучения P, площадь пятна лазерного излучения на обрабатываемой поверхности S и скорость перемещения детали V относительно луча. Значения этих параметров определяют в условиях конкретного технологического процесса температуру нагрева упрочняемой зоны и время пребывания металла при температуре закалки.

Основными неуправляемыми контролируемыми факторами яв ляются: параметры шероховатости (Ra, Rz, Rmax, Sm, S и tp), темпера тура детали, температура окружающей среды, химический состав ма териала детали, химический состав и толщина поглощающего покры тия, угол падения луча на обрабатываемую поверхность, нестабиль ность полной мощности излучения, нестабильность пространственных характеристик лазерного луча.

Основными же неуправляемыми и неконтролируемыми фактора ми лазерного упрочнения в условиях судоремонтного производства являются: мощность поглощенного излучения (полезная мощность), теплопроводность и теплоемкость материала.

В работах [3, 4] теоретические решения нахождения теплового по ля под действием энергетических пучков представлены в терминах функции ошибок и ее интегралов, из которых следует, что основными параметрами лазерной обработки являются плотность мощности по глощенного излучения qэф и время лазерного воздействия л.

Плотность мощности поглощенного излучения qэф определяется как Aэф Р, (6) qэф Sл где Aэф – эффективный коэффициент поглощения;

P – полная мощность лазерного излучения;

S л – площадь пятна лазерного излучения на обрабатываемой поверхности.

Эффективный коэффициент поглощения характеризует отноше ние части мощности лазерного излучения, поглощенной поверхно стью, ко всей подводимой мощности, то есть Pо Aэф, (7) P где Pо – поглощенная мощность лазерного излучения.

Эффективный коэффициент поглощения учитывает не только по тери на отражение луча, но и потери, возникающие из-за экранирова ния зоны обработки плазменным облаком, состоящим из ионизиро ванного газа и паров металла, а также экранирования излучения про дуктами сгорания.

Локальность лазерного воздействия количественно оценивается геометрическими размерами пятна луча на обрабатываемой поверхно сти. Если пятно имеет форму круга, то в качестве параметра локаль ности лазерной обработки обычно используют диаметр пятна D (рис. 3), если форму прямоугольника длины сторон Lx и L y (рис. 4).

x y V D Рис. x Lx y V Ly Рис. Время лазерного воздействия л при непрерывном излучении оце нивается отношением D L или л x, л (8) V V где V – скорость перемещения пятна лазерного излучения по об рабатываемой поверхности (скорость обработки);

Lx – длина стороны прямоугольника (для пятна лазерного из лучения, имеющего форму прямоугольника на обрабаты ваемой поверхности) направление которой совпадает с вектором скорости перемещения пятна лазерного излуче ния. Если пятно лазерного излучения имеет форму квадра та, то Lx L, где L – длина стороны квадрата.

Вся совокупность параметров, включая и параметры, отнесенные к возмущающим воздействиям, будет в конечном итоге определять глубину Z зак и структуру упрочненного слоя. Единственный способ обеспечить управляемость технологического процесса за счет измене ния значений управляемых параметров заключается в поддержании всех неуправляемых (как контролируемых, так и неконтролируемых) параметров на постоянном уровне. Практически это означает, что мо дель лазерного упрочнения, полученная на основе кибернетической системы «черного ящика» будет, может быть использована для на стройки управляемых параметров технологического процесса только в том случае, если данный технологический процесс будет вестись в тех же условиях, при которых данная модель была получена. А техноло гический процесс, на основании которого получена математическая модель, используемая при настройке реального технологического процесса, будет являться идеальным технологическим процессом.

Идеальный технологический процесс лазерного упрочнения игра ет роль эталона при идентификации реального технологического про цесса. В условиях судоремонтного производства эта роль эталона тех нологического процесса может быть исполнена, если известны стати стические характеристики температуры упрочняемой поверхности, как идеального технологического процесса, так и реального, а именно, ее математическое ожидание и среднеквадратическое отклонение.

Принимаем, что известны математическое ожидание температуры поверхности в зоне лазерного воздействия при проведении идеального технологического процесса T s 0, математическое ожидание темпера туры поверхности в зоне лазерного воздействия при проведении ре ального технологического процесса T sn, среднеквадратическое откло нение температуры поверхности в зоне лазерного воздействия при проведении идеального технологического процесса s 0, среднеквад ратическое отклонение температуры поверхности в зоне лазерного воздействия при проведении реального технологического процесса sn. Тогда отклонения T s Tsn Ts 0, (9) s sn s0 (10) в своей совокупности характеризуют ошибку реального технологиче ского процесса (рис. 5).

p s0 sn Ts T s0 Ts T sn Рис. При Ts = 0 и s 0 реальный технологический процесс лазер ного упрочнения будет идентичен идеальному технологическому про цессу, что обеспечивает точность воспроизведения показателей по верхностного слоя деталей при их лазерном упрочнении.

Достижение при настройке реального технологического процесса значений Ts = 0 и s = 0 является случайным событием, которое требует обнаружения. Теоретической основой обнаружения данного случайного события может служить проверка гипотезы о равенстве двух центров распределения и проверка гипотезы о равенстве диспер сий 2.

1. Обнаружение события Ts = 0.

Для нормально распределенных температур поверхности критери ем события T s = 0 является величина Tsn Ts Z, (11) 2 sn s n1 n где n1 и n2 объемы выборок из генеральных совокупностей Tsn и Ts соответственно.

В этом случае целесообразно качестве критической области на значить область больших по абсолютной величине отклонений Z zq, где zq представляет q % предел отклонения, определяемый исходя из нормированной функции Лапласа z v 1 e 2 dv, Ф0 ( z ) (12) 2 q и удовлетворяющий условию Р (Z zq = ).

При равенстве дисперсий 2 s 0 2 sn можно построить (100 q)% доверительный интервал для разности T sn T s 0 вида (n1 n2 )(n1 ssn n2 ss20 2 ) (13) (Tsn Ts 0 ) tq,k, n1n2 (n1 n2 2) где tq,k – q % предел для закона Стьюдента с k степенями свобо ды;

ssn и ss 0 – выборочные дисперсии величин Tsn и Ts0.

2 2. Обнаружение события s 0.

Данное событие может быть обнаружено путем проверки распре деления отношения двух несмещенных оценок дисперсий полученных из независимых нормальных совокупностей s F, (14) s2 F – распределение Фишера, которое зависит от чисел степе где ней свободы k1 = n1 1 и k2 = n2 1, если выборки имеют объемы первая n1 и вторая n2, причем в качестве чис лителя следует выбирать ту из двух несмещенных оце нок дисперсии ( ssn и ss20 ), которая больше 2;

s12 и s2 2 – несмещенные оценки дисперсий, определяемые из вы ражения 1n s2 ( yi y )2. (15) n 1 i Для того, чтобы обеспечить критерию F наибольшую чувстви тельность, целесообразно за критическую область для этого критерия принять два интервала: интервал «больших» значений, удовлетво ряющих неравенству F F2, и интервалу «малых» значений 0 F F при уровне значимости q % = ·100 (рис. 6) 2.

F) F1 F2 F Рис.6. График плотности вероятности F-распределения и критические точки F1 и F2.

Таким образом, идентификация технологического процесса лазер ного упрочнения, на основе измерения температуры поверхности, по зволяет обеспечить точность воспроизведения показателей поверхно стного слоя деталей при их лазерном упрочнении без применения ме тодов разрушающего контроля.

Список литературы 1. Новик, Ф. С. Оптимизация процессов технологии металлов ме тодами планирования экспериментов / Ф. С. Новик, Я. Б. Арсов. – М. :

Машиностроение, София : Техника, 1980. – 304 с.

2. Смирнов, Н. В. Курс теории вероятностей и математической статистики для технический приложений / Н. В. Смирнов, И. В. Ду нин-Барковский. – М. : Наука, 1969. – 512 с.

3. Рыкалин, Н. Н. Лазерная обработка материалов / Н. Н. Рыкалин, А. А. Углов, А. Н. Кокора. – М. : Машиностроение, 1975. – 296 с.

4. Рыкалин, Н. Н. Лазерная и электронно-лучевой обработки мате риалов : справочник / Н. Н. Рыкалин, А. А. Углов, И. В. Зуев, А. Н. Ко кора. – М. : Машиностроение, 1985, – 496 с.

УДК 621.375. Е. П. Патенкова, В. М. Ходаковский СТРУКТУРА ЗОНЫ ТЕРМИЧЕСКОГО ВЛИЯНИЯ ПРИ ЛАЗЕРНОМ УПРОЧНЕНИИ ОБЫКНОВЕННЫХ СЕРЫХ ЧУГУНОВ С ОПЛАВЛЕНИЕМ ПОВЕРХНОСТИ Обыкновенный серый чугун является одним из широко исполь зуемых материалов для изготовления большинства ответственных и дорогостоящих деталей судовых технических средств (СТС), так как он обладает хорошими антифрикционными свойствами, высокой теп лопроводностью, легко прирабатывается и многими другими.

На механические свойства чугуна и интенсивность его изнашива ния большое влияние оказывает структура.

Наилучшей структурой для деталей СТС, работающих в условиях трения, является перлит с равномерно распределёнными средними и мелкими включениями графита в форме завихрённых или прямоли нейных пластинок и с мелкими равномерно распределёнными вклю чениями фосфидной эвтектики. Феррит допускается в виде отдельных мелких включений в количестве не более 10 % площади шлифа.

Структурно свободный цементит и фосфидная эвтектика в виде замк нутой сетки не допускаются.

С развитием техники удельные нагрузки на детали СТС, рабо тающие в условиях трения, увеличиваются, что приводит к прежде временному выходу их из строя. Для увеличения срока службы необ ходимо повышать износостойкость их рабочих поверхностей, что дос тигается разными технологическими методами. Один из них – лазер ная поверхностная обработка.

При лазерной обработке с оплавлением поверхностные слои серо го чугуна нагреваются до разных температур, поэтому в поверхност ном слое наблюдается неоднородная по глубине структура и выявля ются две зоны: зона оплавления (ЗО) и зона термического влияния (ЗТВ) (рис. 1).

Рис. 1. Граница между ЗО и ЗТВ. Зона термического влияния получается при закалке из твёрдого со стояния. Она характеризуется повышенной скоростью нагрева и охла ждения и поэтому большой неоднородностью структуры по глубине.

При лазерной обработке поверхности серого чугуна с оплавлени ем в зоне термического влияния происходит:

– превращение перлитографитной составляющей чугуна, связан ное с эффектом контактного плавления (рис. 2) или только растворе ние графита в аустените (рис. 3);

– распад аустенита (металлической основы чугуна);

– подплавления в местах залегания фосфидной эвтектики (рис. 4).

Главную роль в формировании окончательной структуры в зоне термического влияния играет графит. Теплопроводность графита вдоль базисной плоскости значительно выше, чем в поперечном на правлении, и существенно выше теплопроводности металла, особенно в нагретом состоянии [1].

Пластинки графита располагаются под различными углами к грани це сплавления. В зоне термического влияния металлическая основа чу гуна нагревается до температур ниже температуры солидуса. По тем пластинкам графита, которые располагаются ближе к границе сплавле ния, тепло легко проходит вглубь зоны термического влияния, и при достижении эвтектической температуры происходит подплавление ме таллической основы вокруг графитных включений и частичное раство рение в расплаве графита (рис. 5) – эффект контактного плавления [1].

Рис. 2. Подплавление металлической основы около включений графита.

Рис. 3. Растворение графита в аустените. Это объясняется тем, что графит обладает большей теплоёмко стью и теплопроводность по сравнению с другими структурными со ставляющими (табл. 1).

а, х500, 1,5 б, Рис. 4. Превращения в местах залегания фосфидной эвтектики в ЗТВ Рис. 5. Расплавление металлической основы. Последующее охлаждение расплава приводит к образованию об ласти со структурой белого чугуна, микротвёрдость которого нахо дится в интервале 810…1022 HV.

Таблица Теплопроводность структурных оставляющих чугуна [2] Структурная составляющая Теплопроводность, Вт/(мК) Феррит Перлит Цементит Графит:

параллельно базису базису Одновременно с образованием расплава вокруг графитных вклю чений происходит диффузия углерода из расплава в металлическую основу чугуна (аустенит) [3], что приводит при охлаждении к форми рованию структуры мартенсита и остаточного аустенита с невысокой микротвёрдостью (470…645 HV) (рис. 6).

Рис. 6.Микроструктура вокруг включений графита. В участках с температурой меньше эвтектической, происходит микродиффузия углерода из графита в аустенит [4.] Степень переохлаждения аустенита определяет механизм и кине тику превращения, а, следовательно, и структуру продуктов превра щения [5].

Процесс распада аустенита, в зависимости от степени переохлаж дения, может быть:

– бездиффузионным (с образованием мартенсита);

– диффузионным (промежуточным, с образованием бейнита, и перлитным, с образованием троостита, сорбита и перлита).

В результате лазерной термообработки в верхней части зоны тер мического влияния температура меняется с такой скоростью, что диффузия не успевает произойти и сплав, достигая низких темпера тур, сохраняет состояние твердого раствора углерода в -железе. При этом решетка -железа оказывается очень неустойчивой, так как ме таллическая основа чугуна переохлаждена значительно ниже темпера тур устойчивого существования этой решетки. В ней находится такое количество атомов углерода, которое не может быть растворено в -железе.

Мартенситное превращение осуществляется путем сдвига и не со провождается изменением состава твердого раствора [6]. Решающее обстоятельство для реализации мартенситного превращения – сопря женность решеток. При нарушении сопряжённости решеток интен сивный упорядоченный переход атомов из аустенита в мартенсит (103 м/с) становится невозможным, и рост кристаллов мартенсита прекращается [7].

В процессе мартенситного -превращения углерод остается в твердом растворе, искажая кристаллическую решетку Fe, так как растворимость его в Fe в 25 раз меньше, чем в Fe [8, 9]. Чем больше в мартенсите углерода, тем больше окажутся средние искажения про странственной решетки мартенсита. Кристаллическое строение мар тенсита нарушают двойники и дислокации.

Важнейшей особенностью мартенсита являются повышенная твер дость (следовательно, износостойкость) и сопротивление пластической деформации.

Высокая твердость мартенсита (HRC 65 при содержании углерода 0,6…0,7 %) объясняется большим числом нарушений кристаллическо го строения:

– внедрением атомов углерода в решетку Fe, – созданием микро- и субмикроскопической неоднородностей строения с равномерным распределением их по объему, что создает громадное количество непреодолимых препятствий на пути движения дислокаций [6, 7].

В процессе работы детали упрочненная поверхность нагревается, в результате этого происходит распад мартенсита, поскольку увели чивается подвижность атомов углерода, становится возможным их диффузия и выделение в виде мельчайших карбидов железа и леги рующих элементов. Все это приводит к дополнительному упрочнению поверхности детали [10].

Сохранение небольшого количества остаточного аустенита (1…3 %) в верхней части зоны термического влияния связано с за трудненностью распада последних его порций в связи с появлением значительных сжимающих напряжений, возникающих вследствие увеличения объема при переходе гранецентрированной кубической решетки в объемно-центрированную.

При меньшем переохлаждении аустенита происходит промежу точное бейнитное превращение. Оно сочетает в себе элементы мар тенситного и перлитного превращений: сдвиговое мартенситное пре вращение и диффузионное перераспределение углерода в аусте ните между продуктами его распада. В результате этого превращения образуется бейнит, представляющий собой структуру, состоящую из -твердого раствора, претерпевшего мартенситное превращение, бо лее или менее пересыщенного углеродом, остаточного аустенита с концентрацией углерода, отличной от средней, карбидных частиц, возникших в результате как непосредственного выделения из аусте нита, так и распада -фазы [8, 11].

Основные факторы, определяющие твердость бейнита, – величи на кристаллов -фазы, дислокационная субструктура, содержание углерода в -фазе, форма и распределение карбидных частиц. С по нижением температуры превращения (с увеличением переохлажде ния) размер кристаллов -фазы уменьшается, плотность дислокаций возрастает, содержание углерода в -фазе повышается, карбидные частицы распределяются преимущественно внутри кристаллов фазы [5, 8, 11].

В нижней части зоны термического влияния, в интервале темпе ратур перлитного превращения, при охлаждении происходит пре вращение аустенита в эвтектоидную смесь кристаллов -фазы (фер рита) и цементита, т.е. образуются пластинчатые структуры перлит ного типа [5, 9, 11].

При перлитном превращении полиморфный переход сопро вождается перераспределением углерода для образования цементита, содержащего 6,67 % углерода.

Строение структур перлитного типа зависит от температуры пре вращения. С уменьшением степени переохлаждения, увеличивается размер образующихся кристаллов, т. е. уменьшаются дисперсность ферритно-цементитной смеси, твердость и износостойкость[5].

Таким образом, троостит, сорбит и перлит, образующиеся при диффузионном распаде переохлажденного аустенита, являются фер рито-цементитными структурами, имеющими пластинчатое строе ние, и различающимися лишь степенью дисперсности [5, 8].

Рис. 7. Граница между ЗТВ и основным металлом. х Сочетание указанных структурных составляющих при различных режимах лазерного упрочнения определяет микроструктуру зоны тер мического влияния.

Включения фосфидной эвтектики (ФЭ) присутствуют в металли ческой основе серого чугуна при содержании фосфора более 0,25 %.

Фосфор слабо растворим в аустените и феррите и практически нерас творим в цементите, поэтому при затвердевании чугуна фосфор кон центрируется в металлической основе чугуна. Последние порции это го расплава затвердевают в виде включений тройной фосфидной эв тектики, содержащей свыше 6 % Р и около 2 % С. В метастабильной системе Fe – Fe3C – P эта тройная эвтектика состоит при кристаллиза ции (950 С) из трех фаз: аустенит + цементит Fe3C + фосфид же леза Fe3P и носит название «стедит» [2].

Твердость стедита несколько ниже, чем у ледебурита, но он отли чается повышенной износостойкостью.

В зависимости от глубины залегания фосфидной эвтектики от фронта оплавления, она может претерпевать различные изменения под действием температуры лазерного воздействия:

– если участки ФЭ близко располагаются к фронту оплавления, то в этих областях при охлаждении образуется структура ледебурит + мартенсит + аустенит остаточный (рис. 4а);

– дальше от фронта оплавления, на участках, где произошло под плавление ФЭ, образуется матренсит+цементит+аустенит оста точный (рис. 4б);

– в нижней части ЗТВ включения ФЭ (тройная игольчатая) оста ются без изменения (в них не произошло превращений).

В результате металлографических исследований зоны термическо го влияния, полученной в результате лазерного упрочнения с оплав лением поверхности деталей СТС, выполненных из обыкновенного серого чугуна, и анализа литературных источников, выявлены общие закономерности структурообразования. Глубина зоны термического влияния и её структура зависят от энергетических параметров лазер ного упрочнения.

Список литературы 1. Самсонов, В. И. Лазерная закалка чугунных деталей станков / В. И. Самсонов, В. С. Ан, А. Г. Шныпкин и др. // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1989. – № 11. – С.6-8.

2. Чугун / Под ред А. Д. Шермана, А. А. Жукова. – М. : Металлур гия, 1991. – 576с.

3. Левченко, А. А. Лазерное упрочнение коленчатых валов из вы сокопрочного чугуна / А. А. Левченко, И. А. Тананко, Р. Т. Гуйва и др.

// Физика и химия обработки материалов. – 1987, №1. – С.62-68.

4. Сафонов, А. Н. Особенности лазерной закалки поверхности графитизированных сталей и чугунов / А. Н. Сафонов // Вестник ма шиностроения. – 1999. – № 4. – С.22-26.

5. Арзамасов, Б. И. Материаловедение / Б. И. Арзамасов, И. И. Си дорин, Г. Ф. Косолапов и др. / Под ред. Б.И. Арзамасова. – М. : Ма шиностроение, 1986. – 384с.

6. Физическое металловедение. Вып. 3. Дефекты кристаллическо го строения. Механические свойства металлов и сплавов. / Под ред.

Р.Кана. Пер с англ. – М. : Изд-во «Мир», 1968. – 484c.

7. Бернштейн, М. Л. Структура и механические свойства металлов / М. Л. Бернштейн, В. А. Займовский. – М. : Металлургия, 1970. – 472с.

8. Гуляев, А. П. Металловедение / А. П. Гуляев. – М. : Металлур гия, 1986. – 542с.

9. Фетисов, Г П. Материаловедение и технология металлов / Г. П. Фетисов, М. Г. Карпман, В. М. Матюнин и др.;

под ред. Фетисо ва Г.П. – М.: Высш. шк., 2002. – 638с.

10. Рабинович, М. Х. Прочность и сверхпрочность металлов / М. Х. Рабинович. – М. : Изд. АН СССР, 1963. – 198с.

11. Лахтин, Ю. М. Материаловедение / Ю. М. Лахтин, В. П. Леонтье ва. – М. : Машиностроение, 1980. – 493с.

УДК 629.5.083.5:621.43:629.5(075) И.С. Самко ОБОСНОВАНИЕ МЕТОДА ВОССТАНОВЛЕНИЯ ВЫХЛОПНЫХ КЛАПАНОВ СУДОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ ЛАЗЕРНОЙ НАПЛАВКОЙ Одним из видов транспортировки грузов и перевозки пассажиров являются суда морского и речного флота. Как правило, в качестве главной силовой энергетической установки на судах установлен дви гатель внутреннего сгорания, работающий на тяжелых сортах топли ва. В настоящее время морские суда бункеруются тяжелым топливом стандарта ISO 8217 Fuel Standard, Third Edition 2005. Стандарт преду сматривает получение тяжелых топлив глубокой переработкой нефти (крекингом). В химическом составе получаемых сортов топлив при сутствует такой химический элемент как ванадий (табл. 1).

Таблица Требования на содержания ванадия в топливе ISO 8217 Fuel Standard, Third Edition Ед.

RMA RMB RMD RME RMF1 RMG RMH RMK RMH RMK изм.

30 30 80 180 80 380 380 380 700 мг/к Вана 150 350 200 500 300 600 дий г Данные виды топлив по своей стоимости являются экономически выгодными, чем использование дизельного топлива.

Процесс эксплуатации главного двигателя на тяжелых сортах топ лив с содержанием в золе ванадия приводит к интенсивной коррозии посадочных мест выхлопного клапана. В результате происходит уве личение расхода топлива, снижение мощности, ухудшение энергети ческих и экономических параметров двигателя внутреннего сгорания.

Для восстановления работоспособного состояния ДВС необходи мо восстановить герметичность между выпускным клапаном и сед лом. При ремонте возникает вопрос о наиболее оптимальном способе восстановления выпускного клапана.

Простым и доступным для любого предприятия способом восста новления является механизированная электродуговая наплавка пла вящимся электродом. Для этой цели применяют аустенитные элек тродные проволоки марок Cв-08Х19Н9Ф2С, Св-06Х10Н10М3Т, Cв-06Х19Н9Т. Применение аустенитной проволоки указанных соста вов часто приводит к образованию горячих трещин в наплавляющем металле, а наплавленный металл обладает низкой износостойкостью.

Более высокой износостойкостью обладают сплавы, наплавленные стеллитовыми электродами марки ЦН-2 (тип сплава Э-190-К62Х 29В5С2), обеспечивающий твердость после наплавки 59…65 HRC, электроды марки ЦС-1 (тип сплава Э-300Х28Н4С2), обеспечивающий твердость после наплавки 48…54 HRC. В качестве источника питания сварочной дуги используют выпрямители постоянного тока.

Существенным недостатком ручной электродуговой наплавки яв ляется низкая производительность и трудность получения качествен ной наплавки из-за большой глубины проплавления основного металла.

Наплавка ацетиленокислородным пламенем по своей схеме по добна наплавке неплавящимся электродом. В качестве источника теп ловой энергии используется смесь кислорода и ацетилена, позволяю щая получить высокую температуру сварочного пламени (до 3200 °С).

Пламя горелки обеспечивает расплавление, как основного, так и при садочного материала.

В качестве присадочного материала используется литые прутки стеллита марки В3К (ГОСТ 21449–75) типа ПрН-У10ХК63В5, обеспе чивающие твердость 40…50 HRC.

Недостатком ручной ацетиленокислородной наплавки являются:

недостаточная защита расплавленного металла от кислорода и азота воздуха, интенсивное выгорание углерода в проплавленной зоне ос новного металла, возникновение значительных остаточных напряже ний в зоне сплавления и зоне термического влияния. При выполнении наплавочных работ требуется высокая квалификация сварщика.

Широко применяется в судоремонтной практике газотермическое напыление с последующим оплавлением. Напыление осуществляется горелкой, работающей на ацетиленокислородной смеси. Для напыле ния клапанов используются порошковые никелевые сплавы НХ16С3Р4 (колмоной) 56…125 HRC. Максимальная температура экс плуатации 850 °С. Покрытие обладает повышенной износостойко стью;

не повышает износа сопряженных деталей.

Процесс восстановления заключается в том, что на рабочей фаске в канавке выполняется проточка в виде «рваной резьбы». Тарелка клапана подогревается нейтральным пламенем до температуры 300 °С.

Давление ацетилена, подаваемого в горелку, составляет 20…30 кПа, давление кислорода 150…200 кПа.

Процесс напыления посадочного пояска клапана производится по сле его нагрева до температуры 300 °С тонким слоем (0,2…0,3 мм) с одновременным оплавлением. Последовательные операции напыле ния и оплавления повторяются до получения требуемой толщины на плавки, высота которой контролируется шаблоном.

Оплавляемый порошок НХ16С3Р4 обеспечивает получение мел кодисперсной смеси из легкоплавкой эвтектики на основе никеля, твердого раствора бора, кремния и хрома в никеле, карбидных и кар боборидных включений и позволяет получить твердость наплавляемо го металла 45…50 HRC.

Данный способ имеет недостаток – трудность механизации про цесса напыления.

Плазменная наплавка считается одним из прогрессивных способов восстановления и упрочнения клапанов. При восстановлении плаз менной наплавкой применяются присадочные материалы в виде про волоки, ленты, порошков.

Способ плазменной наплавки имеет ряд недостатков. Один из главных недостатков – сложность обеспечения равномерной подачи порошка в зону дуги, что обусловлено его гранулометрическими свойствами (каждую партию порошка необходимо просеивать).

В настоящее время существует опыт восстановления выхлопного клапана лазерной наплавкой.

Лазерная наплавка – технологический процесс нанесения метал лических покрытий на поверхность изделий с использованием энер гии лазерного излучения. Эта технология подобна традиционной плазменно-порошковой наплавке и отличатся большей локальностью процесса и возможностью формирования достаточно тонких покры тий, – относящихся к группе прецизионных технологий.

Расчеты показывают, что, несмотря на высокую стоимость мощ ных технологических лазеров, процесс лазерной наплавки может быть экономически эффективен, так как реализует такие технологические особенности как:

– возможность нанесения тонких покрытий до 1 мм;

– прецизионность процесса, полный контроль геометрии валика позволяет наносить покрытие только в строго заданных местах;

– минимизация расхода дорогих порошковых материалов и затрат на последующую обработку;

– ограниченное тепловое вложение в деталь, что минимизирует или полностью устраняет термические поводки;

– возможность получения уникальных сочетаний металлоосновы и металлопокрытия из-за очень малой зоны перемешивания.

В момент восстановления выхлопного клапана одновременно происходит упрочнение наплавляемой поверхности, что немало важно для повышения ее физико-механических свойств.

Проанализировав, существующие методы восстановления вы хлопного клапана на двигателях внутреннего сгорания можно сделать вывод, что лазерная наплавка имеет преимущество перед остальными и может стать эффективным методом восстановления выпускных кла панов судовых двигателей внутреннего сгорания.

Список литературы 1. Хмелевская, В. Б. Повышение надежности судового оборудова ния технологическими методами. В 3 т. Т. 3. Восстановление и упроч нение деталей / В. Б. Хмелевская, Л. Б. Леонтьев. – Владивосток :

Мор. гос. ун-т. : Дальнаука, 2005. –356 с.

УДК 629.5.083.5.004.64:621.791. С. В. Ворохобин УСТРАНЕНИЕ ДЕФЕКТОВ ЧУГУННЫХ ДЕТАЛЕЙ СТС В судовом машиностроении для изготовления деталей судовых технических средств (СТС) широко используется чугун. Чугун – один из основных конструкционных материалов для изготовления корпус ных деталей. Из чугуна изготавливают такие детали, как блоки ци линдров двигателей внутреннего сгорания (ДВС), втулки цилиндров ДВС, корпуса СТС и др. В процессе эксплуатации в данных деталях возникают различные дефекты, основными из которых являются из нос и образование трещин.

Для устранения дефектов самым распространенным способом яв ляется сварка и наплавка. Но при этом, как известно, чугун обладает плохой технологической свариваемостью.

Сварка чугуна затруднена из-за склонности к образованию тре щин, низкой пластичности и прочности, что при местном нагреве сва рочной дугой или при охлаждении после сварки может вызвать рас трескивание деталей. В металле шва и околошовной зоны при повы шенных скоростях охлаждения возникает отбеливание, затрудняющее последующую механическую обработку.

Причины, обусловливающие затруднения в получении качествен ных сварных соединений, следующие:

1. Высокие скорости охлаждения металла шва и зоны термическо го влияния, соответствующие термическому циклу сварки, приводят к отбеливанию чугуна, т. е. появлению участков с выделениями цемен тита той или иной формы в различном количестве. Высокая твердость отбеленных участков практически лишает возможности обрабатывать чугуны режущим инструментом.

2. Вследствие местного неравномерного нагрева металла возни кают сварочные напряжения, которые в связи с очень незначительной пластичностью чугуна приводят к образованию трещин в шве и око лошовной зоне. Наличие отбеленных участков, имеющих большую плотность (7,4…7,7 г/см3), чем серый чугун (6,9…7,3 г/см3), создает дополнительные структурные напряжения, способствующие трещи нообразованию.

3. Интенсивное газовыделение из сварочной ванны, которое про должается и на стадии кристаллизации, может приводить к образова нию пор в металле шва.

4. Повышенная жидкотекучесть чугуна затрудняет удержание расплавленного металла от вытекания и формирование шва.

5. Наличие кремния, а иногда и других элементов в металле сва рочной ванны способствует образованию на ее поверхности тугоплав ких окислов, приводящих к образованию непроваров.

Применяют следующие способы сварки (наплавки) чугуна: холод ную сварку (без подогрева) специальными электродами и горячую сварку с нагревом свариваемых деталей до температуры 600…700 °С.

Для устранения небольших дефектов в деталях иногда применяют по лугорячую сварку с нагревом до 250…400 °С. Также в последнее вре мя в производство внедряют плазменную сварку (наплавку).

При этом существует еще один способ устранения трещин в чу гунных деталях – установка стяжек, который до недавнего времени являлся единственным. Сегодня данный способ устранения дефектов получил название технологии Metalock-Masterlock.

Метод Metalock был разработан в США в 1933 году на нефтераз работках в Калифорнии как метод, позволяющий производить опера тивный ремонт в условиях повышенной пожароопасности. В 40-е го ды патент на метод был выкуплен Великобританией, и уже во время второй мировой войны использовался, в основном, для срочного ре монта судовых двигателей.

Бурное развитие метода METALOCK начинается с 1956 года после изобретения специального сплава с высоким содержанием никеля.

«Metalock-ключи» из этого сплава обладают прекрасными прочност ными характеристиками. Суть метода заключается в установке поперек трещины в просверленные при помощи кондуктора отверстия ключей стяжек Metalock, имеющих специальный профиль и позволяющих пол ностью восстанавливать первоначальную форму и герметичность по врежденной конструкции. Прочностные характеристики конструкции восстанавливаются на 90…95 %, что позволяет успешно эксплуатиро вать их в самых жестких условиях на протяжении многих лет.

Технология ремонта и восстановления изделий при помощи мето да Metalock не предусматривает использование нагрева ремонтируе мых конструкций. Таким образом, при ремонте абсолютно исключа ется возникновение закалочных структур, трещин и тепловых дефор маций конструкций. Очевидно, этот метод очень перспективен при ремонте изделий из чугуна, сварка которого связана с очень больши ми технологическими трудностями.

В нашей стране восстановлением чугунных деталей методом Metalock занимается компания NORDWEG METALOCK, которая яв ляется официальным членом Международной Ассоциации METALOCK (MIA).

Компания NORDWEG METALOCK сертифицирована Российским Морским Регистром Судоходства. Система менеджмента качества сертифицирована Det Norske Veritas (DNV). Компания работает на морском рынке России с 1994 года.

Описание технологии ремонта METALOCK Во всем мире технология METALOCK уже семьдесят лет широко используется при восстановлении промышленных изделий (корпуса насосов, компрессоров, двигателей и редукторов), реставрации памят ников старины и металлических конструкций опор мостов, а также различных фрагментов и деталей, изготовленных из чугуна, стали и цветных металлов. При этом восстанавливаются их прочностные и функциональные характеристики.

После проведения сварочных работ в чугунных деталях возникают внутренние напряжения в структуре кристаллической решетки металла, и, как следствие, появление и развитие трещин в районе сварочных швов.

Использование технологии METALOCK исключает возникнове ние остаточных деформаций, так как при ремонте отсутствует нагрев и не изменяется структура металла.

Другим уникальным свойством этого метода является то, что для проведения ремонтных работ, в большинстве случаев нет необходи мости разбирать конструкции на отдельные узлы и детали.

Технологический процесс ремонта металлических конструкций с применением метода Metalock включает в себя ряд операций.

Обнаружение протяженности участка дефекта, трещин или разло ма в ремонтируемой детали. Для этого металл очищают по всему уча стку разлома. Затем производят выявление трещин с помощью течеи скателей. Далее, в зависимости от нагруженности детали, производит ся зашивка трещины или из основной конструкции удаляется дефект ная часть, вырезается шаблон и по нему изготавливается деталь, вза мен удалённой части конструкции.

Основную нагрузку при данном методе несут ключи. Ключи пред ставляют собой пластины с особым профилем, сделанные из специ ального сплава, обеспечивают прочность на растяжение и срез. Суще ствует пять типоразмеров ключей. Выбор типоразмера ключа зависит от толщины ремонтируемого участка конструкции.

Для герметизации трещины при зашивке используют шпильки, из готовленные из специального сплава, идентичного сплаву ключей.

Выбор диаметра шпильки зависит от ширины трещины в ремонти руемой конструкции.

Описание последовательности ремонтных операций После обнаружения и зачистки трещины производится расчёт ко личества и места постановки ключей (для каждого случая отдельно).

Строго по разметке, поперёк трещины и на определённую глубину высверливаются отверстия.

После удаления перемычек между отверстиями образуется паз, в который устанавливается и расчеканивается расчетное количество ключей.

Следующий этап – герметизация. По линии разлома высверливают отверстия, в них нарезают резьбу и вворачивают шпильки. Шпильки устанавливаются по шву последовательно с перекрытием. Далее пневмомолотком производится расчеканка верхнего ключа и шпилек.

Оставшиеся после расчеканки неровности удаляются пневмозубилом и затем вышлифовываются пневмотурбиной, а при помощи течеиска телей проверяется герметичность восстановленной конструкции.

За восемь лет работы на Российском рынке компанией NORDWEG METALOCK был проведен ряд успешных восстанови тельных работ и получены отличные отзывы о качестве от заказчиков.

В частности, были восстановлены фундаменты, блоки цилиндров главных и вспомогательных двигателей теплоходов «Плутон» (Пор тофлот, Санкт-Петербург), «Коммунары Николаева» (TransOcean Express, New York), «Atlantic Trader» (Interorient Navigation, Кипр), «Skulptors Tomskis» (Shipmanagement Ltd, Рига), «Игарка» (ЕНЕКС, Санкт-Петербург), «Трансбункер–1» (Трансбункер-Ново, Новорос сийск). Также была разработана и применена технология восстанов ления несущей способности верхней посадочной поверхности бурта под втулку цилиндра двигателей NVD48 A2U, SKODA 27,5, SULZER 25/30, DEITZ и других моделей ДВС (см. рисунок).

По информации компании NORDWEG METALOCK технология METALOCK может быть применена и при ремонте следующих кон струкций:

1. Втулки и блоки цилиндров.

2. Редукторы и зубчатые колёса.

3. Корпуса турбин.

4. Корпуса компрессоров.

5. Корпуса электромоторов и насосов.


6. Фундаменты, корпуса и крышки электрических и паровых гене раторов.

7. Станины станков: металлообрабатывающих, металлорежущих, прессов, прокатных станов, печатных, ткацких и так далее.

8. Поворотные платформы кранов и экскаваторов.

9. Корпуса сепараторов.

10. Любые нагруженные и ненагруженные конструкции из чугуна и кованной стали.

УДК 621.436.2:656. А. В. Струтынский, С. А. Худяков РЕЗУЛЬТАТЫ ОБСЛЕДОВАНИЯ БЛОКА ЦИЛИНДРОВ ДИЗЕЛЯ 8NVD48A-2U Т/Х «БЛАЗНОВО»

Одним из распространенных эксплуатационных дефектов блоков цилиндров дизелей являются трещины в верхних посадочных буртах.

Обследование блока цилиндров дизеля 8NVD48A-2U (№8510344, установленного на судне в 2002 году) т/х «Блазново» производилось в связи с наличием таких дефектов. В процессе предыдущей дефек тации проводилась капиллярная дефектоскопия посадочных буртов и были выявлены трещины. Глубина трещин не определялась. При ре монте дизеля посадочные бурты были подкреплены установкой гу жонов с использованием полимера. Обследование проводилось после эксплуатации отремонтированного блока цилиндров с целью оценки состояния, возможности и условий дальнейшей эксплуатации, а так же эффективности проведенного ремонта. Дизель после ремонта блока цилиндров с использованием полимерных материалов отрабо тал 2730 ч (коэффициент технического использования при этом со ставил 0,93).

Для обследования был предъявлен блок цилиндров со вскрытыми цилиндрами № 1, 4 и 7.

Обследование проводилось в следующем объеме:

1. Оценка напряженного состояния шпилек крышек всех цилинд ров и посадочных буртов цилиндров № 1, 4 и 7 методом магнитной памяти металлов;

2. Поиск и оценка глубины трещин в посадочных буртах цилинд ров № 1, 4 и 7 вихретоковым методом.

Оценка напряженного состояния методом магнитной памяти ме таллов основана на регистрации и анализе распределения нормальной составляющей магнитного поля рассеяния. На магнитограммах указа на величина магнитного поля рассеяния Hp в А/м. Упрощенно можно сказать, что зоны концентрации напряжений характеризуются гради ентом поля рассеяния в зонах перехода через нулевое значение. В случае циклической нагрузки максимальные напряжения связаны с максимумами модуля магнитного поля рассеяния. Знак магнитного поля несет дополнительную информацию.

По результатам оценки напряженного состояния посадочных буртов цилиндров № 1, 4 и 7 выявлены зоны концентрации напряжений в поса дочных буртах, которые располагаются следующим образом (рис. 1):

– цилиндр № 1 – в зоне шпилек № 5 и 6;

– цилиндр № 2 – в зоне шпилек № 2 и 3, по обе стороны от шпильки № 4, между шпильками № 5 и 6;

– цилиндр № 7 – по обе стороны от шпильки № 1, за шпилькой № 2, в зоне шпильки № 4, за шпилькой № 6.

Коэффициенты интенсивности незначительны, образование тре щин в данном случае привело к релаксации напряжений. Дополни тельных напряжений сжатия в зоне посадочных буртов, укрепленных гужонами, не выявлено.

Напряжения в посадочных буртах зависят от многих факторов, один из которых – напряжения в шпильках крышек цилиндров. Экс пресс-диагностика методом магнитной памяти дает информацию о равномерности напряжений в шпильках крышек цилиндров без раз борки дизеля. В процессе сборки принимаются меры, обеспечивающие необходимый уровень напряжений шпилек, однако, условия релакса ции напряжений в процессе эксплуатации могут сильно отличаться. В случае выявления значительной неравномерности напряжений может быть принято решение о разборке и детальной диагностике узла.

По результатам оценка напряженного состояния шпилек крышек цилиндров установлено, что остаточная намагниченность шпилек не значительная, что указывает на низкий уровень напряжений в процес се эксплуатации.

12 12 11 0 11 10 -30 10 -30 9 5 9 8 6 8 7 а б 12 11 10 -40 9 8 в Рис. 1. Магнитограмма посадочного бурта цилиндра 1:

а – 1;

б – 4;

в– Уровень напряжений шпилек цилиндров № 2, 5 и 6 характеризует ся как низкий, равномерный. Наибольшая неравномерность напряже ний выявлена у шпилек цилиндра № 4 – шпилька № 4 этого цилиндра имеет высокую остаточную намагниченность – 256 А/м, что указывает на высокий уровень напряжений при эксплуатации. Также выявлена большая неравномерность напряженного состояния шпилек цилиндра № 8, что увеличивает риск трещинообразования. Характерные магни тограммы приведены на рис. 2. На момент обследования шпилька № цилиндра № 7 была демонтирована.

6 6 - - - - 5 3 5 4 а б 6 6 - - 5 5 в г Рис. 2. Магнитограмма шпилек цилиндра:

а – 1;

б – 4;

в – 5;

г– Из результатов поиска и оценка глубины трещин по посадочным буртам цилиндров № 1, 4 и 7 вихретоковым методом установлено следующее:

1. Сквозных водотечных трещин нет.

2. Ранее обнаруженные трещины по длине не увеличились.

3. На посадочном бурте цилиндра № 7 обнаружена новая трещина длиной 250 мм и глубиной не менее 7 мм. Расположение новой тре щины показано на рис. 3.

Рис. 3. Расположение гужонов, установленных при ремонте, и новой трещины, выявленной при обследовании на посадочном бурте цилиндра № 4. Максимальные глубины трещин:

– цилиндр № 1 – 5 мм;

– цилиндр № 4 – не менее 7 мм;

– цилиндр № 7 – не менее 7 мм.

Максимальная измеряемая глубина – 7 мм. Ранее, до ремонта ди зеля, измерения глубины трещин не проводилось.

На основании данных, полученных от судовладельца, результатов обследования посадочных буртов блока цилиндров дизеля и напря женного состояния шпилек, сделаны следующие выводы:

1. Дизель после ремонта блока цилиндров с использованием по лимерных материалов отработал 2730 часов (коэффициент техниче ского использования, при этом, составил 0,93).

2. Ремонт блока цилиндров с использованием полимерных мате риалов не предотвращает появление новых трещин в посадочных бур тах (см. рис. 3).

3. На посадочном бурте цилиндра № 7 обнаружена новая трещина длиной 250 мм и глубиной не менее 7 мм.

4. Сквозных трещин в посадочных буртах обследованных цилинд ров нет.

5. Самая большая неравномерность напряжений выявлена у шпи лек крышки цилиндра № 4 – шпилька № 4.

6. Ранее обнаруженные трещины по длине не увеличились.

7. Выявлены зона концентрации напряжений посадочных буртов.

Коэффициенты интенсивности напряжений незначительны: образова ние трещин привело к релаксации напряжений;

дополнительных на пряжений сжатия в зоне посадочных буртов, укрепленных гужонами, не выявлено.

8. Результаты капиллярной дефектоскопии не являются достаточ ными для выбора технологии ремонта верхних посадочных буртов.

Целесообразно назначать оптимальную технологию ремонта трещин верхних посадочных буртов с учетом реальной глубины распростра нения трещин, определенной, например, вихретоковым методом не разрушающего контроля. Укрепление верхних посадочных буртов гужонами не является универсальной технологией ремонта и не может быть рекомендовано в случае малой глубины трещин. В случае малой глубины выявленных трещин целесообразна их выборка. При этом, как правило, снижается коэффициент концентрации напряжений, что снижает вероятность образования новых трещин.

Список литературы 1. Худяков, С. А.. Модернизация фундамента главного дизеля про мыс-лового судна проекта 503 // Исследования по эффективности и качеству судоремонт. – Владивосток : ДВВИМУ, 1989. – С. 14–28.

2. Худяков, С. А. Практика решения проблем вибрации судовых дизелей. – Владивосток : Мор. гос. ун-т., 2006. – 172 с.

3. ГОСТ Р 52005–2003. Контроль неразрушающий. Метод магнит ной памяти металла. Общие требования.

4. ГОСТ Р 52081–2003. Контроль неразрушающий. Метод магнит ной памяти металла. Термины и определения.

5. ГОСТ Р 52330–2005. Контроль неразрушающий. Контроль на пряженно-деформированного состояния объектов промышленности и транспорта. Общие требования.

6. РД–13–03–2006. Методические рекомендации о порядке про ведения вихретокового контроля технических устройств и сооруже ний, применяемых и эксплуатируемых на опасных производствен ных объектах. – М.: ОАО «НТЦ «Промышленная безопасность», 2007.

УДК 665.75– С. Н. Зиборов, А. В. Арон ТУРБОСМЕСИТЕЛЬ Турбосмеситель – устройство, предназначенное для приготовле ния смесей. Целью устройства является повышение эффективности использования энергии перемешиваемой жидкости, находящейся под напором.

Для достижения этой цели в турбосмесителе камера предвари тельного перемешивания выполнена в виде спирали, в которой уста новлен неподвижный лопаточный аппарат. На валу установлено коле со гидротурбины. В корпусе камеры окончательного перемешивания на общем с гидротурбиной валу установлена турбинная мешалка.

Предлагаемая конструкция турбосмесителя приведена на рис. 1.

Устройство содержит корпус 1 камеры предварительного перемеши вания в виде спирали, направляющий лопаточный аппарат 2, подво дящий штуцер 3, вал 4, колесо гидротурбины 5, корпус 6 камеры окончательного перемешивания, турбинную мешалку 7, отводящий штуцер 8. На рис. 2 показан разрез неподвижного лопаточного аппа рата 2 и колеса 5.

На рис. 3. показан разрез турбины турбосмесителя. Корпус может быть выполнен в виде симметричной двухзаходной спирали 1, в кото ром установлен неподвижный лопаточный аппарат 2.

По одному из штуцеров 3 подаются перемешиваемые жидкости.

Спираль в корпусе 1 по мере удаления от входного сечения штуцеров сужается, что способствует повышению скорости и подводу переме шиваемых жидкостей по окружности колеса 5.

Лопатки неподвижного лопаточного аппарата 2 обеспечивают дальнейшее увеличение скорости и равномерный подвод смешивае мых жидкостей по окружности колеса 5.

Рис. 1. Конструкция Рис. 2. Разрез неподвижного турбосмесителя лопаточного аппарата Рис. 3. Разрез турбины турбосмесителя В спирали 1 поток жидкости ускоряется и уменьшается его стати ческое давление (первый этап снижения давления). Второй этап сни жения давления осуществляется в неподвижном лопаточном аппарате вследствие сужения его каналов. Сужение каналов обеспечивается различными углами входных и выходных кромок лопаток аппарата, причем входные углы больше выходных.


Таким образом, спираль и неподвижный лопаточный аппарат равномерно и плавно увеличивают скорость движения жидкости и по нижают давление по всей окружности колеса 5, что создает благопри ятные условия для возникновения кавитации по всей окружности на выходе колеса 5 и входе 9 (см. рис. 1) в камеру окончательного пере мешивания и повышению качества перемешивания. Кроме того, ука занные элементы (спираль и неподвижный лопаточный аппарат) под водят перемешиваемые жидкости по всему периметру колеса, что обеспечивает более равномерное предварительное перемешивание.

Турбосмеситель работает следующим образом. Через штуцер подается обладающая напором жидкость, подлежащая перемешива нию, например, вода и мазут. Жидкость поступает в спираль корпуса камеры предварительного перемешивания, далее в направляющий ло паточный аппарат 2, где часть потенциальной энергии преобразуется в кинетическую. Из неподвижного лопаточного аппарата жидкость по ступает к колесу гидротурбины 5, находящеейся на валу 4. Проходя гидротурбину жидкость перемешивается и ее давление падает, в ре зультате чего образуется кавитационный режим на входе 9 в камеру окончательного перемешивания. В этой камере турбинной мешалкой обеспечивается окончательное перемешивание жидкости, которая от водится через штуцер 8.

Предлагаемый турбосмеситель использует гидротурбину в каче стве мешалки предварительного перемешивания и привода мешалки основного перемешивания. Кроме того, благодаря подготовке кавита ционного режима для мешалки в камере окончательного перемешива ния достигается эффект использования энергии перемешиваемой жидкости и получается мелкодисперсная смесь. Необходимая частота вращения гидротурбины достигается путем подбора давления и рас хода смешиваемых жидкостей.

Гидротурбина способна сработать перепад (напор Н) до 60 м вод. ст.

(давление Р = 6105 Па) с высоким КПД (до 93 %).

Условия возникновения кавитации определяется коэффициентом кавитации P P H s вп g g k, H где Р – давление в мешалке;

H s = 0 – высота всасывания;

Pвп – давление водяных паров;

Н – срабатываемый турбиной напор;

– плотность жидкости;

g – ускорение свободного падения.

В соответствии с этой формулой коэффициент кавитации при срабатывании напора в гидротурбине, например 20 м вод. ст. (давле ние Р = 2·105 Па), составит при 20 С примерно k = 0,5.

Гидротурбина с коэффициентом быстроходности 500…600 обес печит критический или около критический кавитационный режим для мешалки камеры окончательного перемешивания, предполагаемая частота вращения которой около 1500 об/мин.

В предлагаемой конструкции турбосмесителя гидротурбина сра батывает напор, отнимая у перемешиваемой жидкости часть энергии, понижает ее давление. Причем, энергия, отнятая у жидкости колесом гидротурбины, используется для обеспечения в камере окончательно го перемешивания с турбинной мешалкой благоприятных условий для кавитационного режима.

Кавитационный режим перемешивания обеспечивает получение мелкодисперсной эмульсии. Дисперсность эмульсии, полученной в кавитационном режиме составит 0,007 дисперсности эмульсии, полу ченной в некавитационном режиме. Кроме того, использование тур бинной мешалки при оптимальном критерии Рейнольдса позволяет в несколько раз уменьшить время приготовления мелкодисперсной эмульсии.

Таким образом, предлагаемая конструкция турбосмесителя обес печивает приготовление мелкодисперсной эмульсии и экономию энергии за счет уменьшения времени приготовления.

УДК 621.182.12:628. А. В. Дарменко, Л. И. Сень, В. К. Поповкин, Ю. Г. Капустина УСТАНОВКА И ТЕХНОЛОГИИ ОЧИСТКИ СУДОВЫХ СТОЧНЫХ ВОД Проблемы, связанные с загрязнением природной среды сточными водами (СВ), стали вызывать серьезную тревогу с середины 50-х го дов прошлого века. Когда их влияние на экологию стало носить гло бальный характер, международное морское сообщество одно из пер вых предприняло практические шаги. В 1954 году была принята Меж дународная конвенция по предотвращению загрязнения моря нефтью [1]. В результате принятия ряда конвенций была создана целостная международная правовая структура [2, 3], значительно ограничиваю щая загрязнения моря с судов, хотя в то время количество загрязнений поступающих в воды мирового океана с береговых источников оцени валась в 44 %, а с судов – 35 % [4].

В начале ограничения касались только нефтесодержащих СВ (НСВ), хотя на любой автономном энергонасыщенном объекте мор ских технологий (суда, платформы) получают фановые (ФСВ) и хо зяйственно-бытовые (ХБСВ). Отдельный класс судов – рыбообраба тывающие плавзаводы (ПЗ), отводили значительное количество тех нологических СВ (ТСВ) – 400…500 м3/сут, а их сброс осуществляется при отсутствии хода, что является нарушением конвенции MARPOL 73/78 [2].

С целью предотвращения сброса необработанных ТСВ и организа ции на ПЗ системы повторного использования пресной воды, стои мость которой довольно высока, так как она производилась в термиче ских опреснительных установках, была предложена технология физи ко-термической обработки (ФТО) ТСВ рыбообрабатывающих ПЗ [5].

ФТО включает в себя две ступени: физическую, где происходит очистка СВ методом напорной флотации, и термическую, где осуще ствля6ется процесс жидкофазного окисления. Если на первом этапе СВ очищается от взвешенных веществ, эмульгированных жиров и ПАВ, то на втором происходит окисление растворенных органических веществ, обеззараживание и дезодорирование СВ.

На судах эта технология очистки не была реализована, однако, на берегу так же существуют изолированные энергонасыщенные объек ты с высоким уровнем водопотребления-водоотведения, где может быть использована технология ФТО [6].

Впервые она была реализована на судоремонтном заводе (СРЗ) «Дальзавод» для обработки смеси НСВ, ХБСВ, ФСВ. Результаты ис пытаний установки ФТО [7] производительностью 16 м3/ч, степень очистки в % (при исходных значениях мг/кг):

– взвешенные вещества 60,1 %, (101,4);

– нефтепродукты 78,2 %, (21,3);

– синтетические ПАВ 74,8 %, (1,38) при практически полном обеззараживании коли-индекс 3 (240·106) и дезодорировании.

Применение технологии ФТО на СРЗ правомерно, так как в состав СВ, в виду наличия на заводе общесплавной системы канализации, входили загрязняющие вещества, характерные для судовых СВ, ис ключая ТСВ. Использование ФТО для предприятий по переработке мяса и рыбы было предложено позднее и обусловлено тем, что состав загрязняющих веществ, во многом соответствует составу ТСВ ПЗ [8].

Предприятие, для которого была спроектирована установка по очистке технологических СВ, использует в качестве сырья мясо, рыбу и являясь многопрофильным, выпускает колбасную, консервную и кулинарную продукцию широкого ассортимента.

Схемы установок для обработки СВ таких предприятий известен:

отстаивание, фильтрация, биологические флотационные и реагентные методы, которые могут быть использованы как самостоятельно так и совместно.

Одним из технологических способов обработки СВ, применяемых в схеме физико-термической очистки, является напорная флотация, которая и была использована в рассматриваемой установке изобра женной на рис. 1.

Рис. 1. Технологическая схема установки по очистке сточных вод:

1 –цистерна исходных СВ;

2, 7, 8 – насосы;

3 – аэратор;

4 - флотатор;

5 – цистерна очищенной воды;

6 – цистерна сбора пены и осадка.

Исходная СВ поступает на установку из сборника-усреднителя в цистерну 1, затем насосом 2 СВ подаётся через аэратор 3, где происхо дит их насыщение растворенным воздухом, во флотатор 4, там происхо дит выделение жировых и белковых загрязнений с пеной, которая уда ляется в цистерну сборника пены и осадка 6, осадок периодически уда ляют из флотатора. Очищенная СВ поступает в соответствующую цис терну 5 откуда удаляется насосом 8. В установке использованы аэрато ры, конструкция которых выполнена в соответствии с нашим изобрете нием [9], что позволяет значительно повысить устойчивость работы ус тановки на переходных режимах, и улучшает ее регулируемость.

Принятая схема удовлетворяет трем важнейшим требованиям:

– компактность установки;

– устойчивость работы при значительном изменении расходных, физико-химических и фазово-дисперсных характеристик СВ;

– простота и удобство обслуживания.

Установка оборудована соответствующими насосами, трубопрово дами, арматурой и контрольно-измерительными приборами.

Установка спроектирована по прямоточной технологической схеме напорной флотации. Поскольку исходная СВ подвергается очи стке в безнапорном однокаскадном фильтре, это должно защитить ус тановку от попадания грубодисперсных загрязнений. В установке ис пользованы струйные аэраторы и двухкамерный напорный флотатор.

В качестве конструкционного материала для флотатора использо вана сталь Х18Н10Т, другие аппараты и цистерны изготовлены из ма териала Ст3сп, трубопроводы из нержавеющей стали и стали 10, без напорные трубопроводы из полиэтиленовых труб.

Установка имеет следующие характеристики:

производительность номинальная/максимальная, м3/час 18/ габаритные размеры, LBH, м 92, общее водосодержание, м 26, расчетное время флотации, мин предполагаемая степень извлечения загрязняющих веществ:

взвешенные вещества и жиры, % 70… синтетические ПАВ, % 40… Уже проведены гидравлические испытания установки, в настоя щее время проводятся пусконаладочные испытания.

По первым результатам пусконаладочных испытаний степень очи стки ТСВ предприятия от жиров достигает ~ 90%, что доказывает пер спективность использования технологии ФТО СВ, разработанной для судов, на береговых многопрофильных предприятиях для очистки ТСВ.

Список литературы 1. Горшков, Г. С. Предотвращение загрязнения морской среды :

справочник / Г. С. Горшков, Г. М. Мелков. – М. : Воениздат, 1979. – 288 с.

2. Международная конвенция по предотвращению загрязнения с судов 1973 г. и протокол к ней 1978 г. – М. : ЦРИА МОРФЛОТ, 1980.

3. Резолюция ИМО МЕРС. 60 (33).

4. Кириленко, В. П. Мореплавание и предотвращение загрязнения Мирового Океана: (Международно-правовые аспекты) / В. П. Кири ленко, В. Ф. Сидоренко. – М. : Траспорт, 1982.– 176 с.

5. Дарменко, А. В. Схемы замкнутого водоиспользования на ры бообрабатывающих судах / А. В. Дарменко, Л. И. Сень // Наука и про гресс в рыбной промышленности. науч.-техн. конф. – Владивосток :

Дальрыбвтуз, 1979. – С. 152–153.

6. Дарменко, А. В. Использование сточных вод для технического водоснабжения судоремонтного завода / А. В. Дарменко, В. В. Пермяков, Л. Д. Селютина, Л. И. Сень // Вопросы судостроения.

Сер. Пром энергетика, охрана окружающей среды, энергоснабжения судов. – Владивосток, 1981. – Вып.8. – С. 40–44.

7. Пермяков, В. В. Результаты испытаний установки физико термической очистки сточных вод / В. В. Пермяков, А. В. Дарменко, С. А. Остренко, Б. Я. Корастелев // Защита водного и воздушного бас сейнов от загрязнений при постройке и эксплуатации судов. Науч. техн. конф. – Л. : Судостроение, 1990. – С. 67–68.

8. Дарменко, А. В. Физико-термическая очистка и экологизация предприятий пищевой промышленности / А. В. Дарменко // 4 между народная научно-практическая конференция «Наука–техника–техно логия». – Находка : ИтиБ, 2002. – С. 55–58.

9. АС № 1699936. Устройство для очистки производственных сточных вод / А. В. Дарменко, С. А. Остренко, В. В. Пермяков, Л. Н. Куликова.

УДК 629.5.023. А. Г. Чесноков НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ УЗЛА СОЕДИНЕНИЯ БОКОВОЙ СТЕНКИ КОРМОВОЙ РУБКИ С ПРОДОЛЬНЫМ НЕПРЕРЫВНЫМ КОМИНГСОМ ГРУЗОВЫХ ЛЮКОВ ТРАНСПОРТНЫХ СУДОВ На контейнеровозах типа «Варнемюнде» в свое время были отме чены повреждения узла соединения боковой стенки высокой кормо вой рубки с продольным непрерывным комингсом [1]. Усталостные трещины возникли с обоих бортов судна по боковой и лобовой стен кам рубки, в районе притупления переходных книц (рис. 1). Суммар ная длина трещин с одного борта составляла около 150 мм.

Причина этих повреждений заключалась в высокой концентрации нормальных напряжений, обусловленной резким обрывом верхнего притупления конца переходной кницы, имеющего размер 50 мм. Эти высокие напряжения вызваны совместными действиями общего изги ба корпуса судна, а также динамическими усилиями неуравновешен ного момента от главного двигателя и волнового ударного воздейст вия, приводившими к вибрации рубки [2].

Вид А А 3 Рис. 1. Повреждения боковой стенки рубки в районе ее соединения с продольным непрерывным комингсом грузовых люков:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – трещина;

6 – лобовая стенка рубки Для предотвращения появления повреждений было предложено исключить верхнее притупление переходной кницы путем создания плавного перехода продольного комингса грузового люка в боковую стенку рубки (рис. 2). Однако после модернизации трещины вновь по являлись в этих местах, так как размеры переходных книц оказались недостаточными [2].

Аналогичные повреждения были отмечены в местах соединения продольных комингсов грузовых люков с боковыми стенками кормо вых рубок судов типа «Константин Заньков» [3].

С целью исключения повреждений в рассматриваемых районах можно использовать рекомендации по проектированию концов над строек [4], на основании которых следует устанавливать кницы боль ших размеров, доводя их до палубы рубки первого яруса (рис. 3). Од нако такие кницы невозможно установить при близком расположении поперечного комингса ближайшего грузового люка от лобовой стенки кормовой рубки. По той же причине не представляется возможным конец продольного комингса не соединять с боковой стенкой рубки, а закончить переходной кницей в соответствии с требованиями Правил Регистра РФ [5].

Вид А А 3 Рис. 2. Модернизация узла соединения боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки 3 Рис. 3. Оформление узла соединения боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков в соответствии с требованиями, предъявляемыми к концам надстроек:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки;

6 – палуба рубки В сборнике нормативно-методических материалов Российского Морского Регистра Судоходства [6] предлагается в боковой стенке рубки, в месте соединения с продольным комингсом грузового люка, предусматривать гофрированную вставку с вертикальными гофрами (рис. 4). Жесткость гофрированных элементов в продольном направ лении намного ниже жесткости листовых элементов в том же направ лении, поэтому гофрированные вставки не будут оказывать сущест венного влияния на деформацию рубки совместно с продольным ко мингсом. В связи с этим в боковой стенке рубки можно выполнить вырез такой формы и размеров, чтобы была соблюдена плавность пе рехода от стенки продольного комингса в боковую стенку рубки.

Кроме того, рекомендуется толщину боковой стенки рубки первого яруса вне гофрированной вставки принимать равной толщине стенки продольного комингса на длине, равной высоте рубки, от места со единения с продольным комингсом.

Однако, продольный размер этого перехода в документе [6] не оговорен, поэтому имели случаи повреждения таких узлов на судах типа «Витус Беринг» [3].

На основании вышеизложенного возникает необходимость в ис следовании напряженного состояния узла соединения боковой стенки кормовой рубки с продольным непрерывным комингсом грузового люка с целью разработки рекомендаций по его проектированию при модернизации в период ремонта.

При непосредственной близости лобовой стенки кормовой рубки к поперечному комингсу (расстояние менее трех высот комингса) целе сообразно стенку продольного непрерывного комингса соединять с боковой стенкой рубки. Плавность перехода от продольной стенки комингса к боковой стенке рубки следует осуществлять с помощью переходной кницы, кромка которой должна быть скруглена по радиу су либо выполнена по дуге эллипса (рис. 5). Этим самым соблюдается основной принцип проектирования прерывистых связей судового корпуса, заключающийся в обеспечении необходимой плавности пе рехода от прерывной части к непрерывной.

Как было сказано выше, напряженность узла создается в результа те общего продольного изгиба корпуса и продольных перемещений рубки под действием динамических усилий неуравновешенного мо мента от главного двигателя и волнового ударного воздействия, при водивших к вибрации рубки. Однако, основными являются нормаль ные напряжения, обусловленные общим изгибом корпуса судна [7].

Поэтому при общем изгибе максимальные нормальные напряжения в узле будут действовать в начале скругления кницы, в точке А (рис. 5), и они будут зависеть от горизонтального размера кницы с и формы ее кромки.

Вид А A 3 Рис. 4. Оформление узла соединения боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков в соответствии с требованиями сборника нормативно-методических материалов [6]:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки;

6 – палуба рубки;

7 – гофрированная вставка 3 А с Рис. 5. Предлагаемое оформление узла соединения боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки;

6 – палуба рубки;

7 – дуга окружности;

8 – дуга эллипса Напряженное состояние узла в точке А (рис. 5) характеризуется теоретическим коэффициентом концентрации нормальных напряже ний. При нахождении этого коэффициента был использован при ближенный способ Г. В. Бойцова [4, 8], который уже применялся ав тором в работах [9, 10] при определении теоретического коэффициен та концентрации напряжений у концов высоких продольных разрез ных комингсов грузовых люков транспортных судов и у концов пере ходных книц узлов соединения первого и второго ярусов рубки при меньшей длине и большей ширине второго яруса.

В основе этого способа лежит использование решения, полученно го для некоторой стандартной конструкции (типовой прерывистой свя зи), деформация которой близка к рассматриваемой конструкции. За тем с помощью поправочных коэффициентов, учитывающих конструк тивные отличия и особенности работы этой конструкции в составе корпуса, получают выражение для нахождения в узле максимального теоретического коэффициента концентрации нормальных напряжений.

Рассмотрим систему корпус – продольный непрерывный комингс короткая кормовая одноярусная рубка, представляющую из себя сложную прерывистую связь. Продольная стенка комингса соединяет ся с боковой стенкой рубки, а плавность перехода осуществляется с помощью переходной кницы, свободная кромка которой скруглена по радиусу или оформлена по дуге эллипса (рис. 5). Считаем, что про дольный непрерывный комингс и рубка при общем изгибе полностью повторяют изгиб корпуса, длина кормовой рубки эксплуатирующихся судов составляет примерно (0,15…0,25) L (L – длина судна), а кормо вая стенка первого яруса рубки расположена вблизи кормового пер пендикуляра. Принимаем также, что толщина палубы рубки равна толщине ее стенок (в средней части длины рубки).



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.