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 || 3 | 4 |

«ВЕСТНИК МОРСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА Серия Судостроение и судоремонт Вып. 31/2009 УДК 629.5.083.5(06) Вестник Морского ...»

-- [ Страница 2 ] --

Так как продольный непрерывный комингс полностью участвует в общем изгибе корпуса судна, то систему корпус – продольный непре рывный комингс и часть боковой стенки рубки, лежащую ниже уров ня верхней кромки комингса, можно рассматривать как непрерывную часть, а часть рубки, лежащую выше уровня верхней кромки коминг са, – как прерывную часть.

При разработке методики расчета напряженного состояния соеди нения продольного комингса грузового люка с боковой стенкой рубки были использованы некоторые положения методики расчета напря женного состояния концевых участков надстроек [4, 8].

В качестве стандартной конструкции принимаем пластину конеч ной ширины с вырезом большой длины. Пластина образуется палубой первого яруса рубки и боковыми стенками рубки совместно с про дольными стенками комингсов, повернутыми наружу на 90 до со вмещения в одной плоскости с этой палубой (рис. 6). Ширина пласти ны равна bп b р 2h р, ширина выреза – b b р 2h р 2hк (bр – ши рина палубы рубки;

hр – высота рубки;

hк – высота комингса).

bn b l А c Рис. 6. Расчетная схема к определению коэффициента концентрации напряжений у кромки прямоугольного выреза пластины конечной ширины:

А – место действия максимальных напряжений Тогда выражение для максимального теоретического коэффици ента концентрации напряжений у конца переходной кницы системы комингс-рубка (рис. 5, точка А) можно представить в виде tк k кs k кm k 0 1 k кк k к 0 k 2 р 0 1 (1) где 0 – теоретический коэффициент концентрации напряжений для прерывистой связи в виде полубесконечной пласти ны (рис. 7, точка А), определяемый по приближенной формуле, полученной на основании теории прерывистых связей [11]:

h р 0,5b р hк 0 1 1;

(2) c hк kкк – коэффициент, учитывающий вид свободной кромки пе реходной кницы: для кницы, кромка которой образована по дуге эллипса, kкк = 0,9 (при отношении длины кницы к высоте равном 1,5), а для кницы с кромкой, образованной по дуге окружности, kкк = 1 (принято на основании дан ных работы [12], полученных для надстроек);

kк0 – коэффициент, учитывающий особенности работы системы продольный комингс – рубка в составе корпуса и влияние конечных размеров ширины стандартной пластины:

h 1 к 1,3 1 hр hр hк hк ;

kк0 1 0 h р 0,5b р h 2D h р 0,5b р 1 к D (3) D – расчетная высота борта судна;

– коэффициент, учитывающий совместность продольной де формации нижней кромки продольного комингса и боковой стенки рубки с палубой корпуса, и который можно прибли женно принять, на основании работ [4, 8] для верхних палуб однопалубных судов, равным 1,3;

k2р – коэффициент, учитывающий влияние второго яруса и опре деляемый по графику [8, рис. 82] (при совмещенных конце вых стенках первого яруса и второго яруса рубки) или по ап проксимирующей этот график зависимости lр lр 4,2 10 3 ;

k2 р 0,8 0,092 (4) hр hр lр – длина рубки;

kкs – коэффициент, учитывающий влияние местных подкрепле ний, можно приближенно находить по формуле работ [8, 11] tс k кs, (5) tк tк – толщина стенки продольного комингса люка и боковой стенки рубки в районе ее конца;

tс – толщина боковой стенки рубки вне подкрепления;

k0 – коэффициент, учитывающий отличие номинальных напря жений, действующих в пояске продольного комингса, от номинальных напряжений, действующих в настиле верхней палубы, и приближенно определяемый по формуле hк k0 1 ;

(6) 2D kкm – коэффициент влияния переменности по длине рубки общего изгибающего момента.

0, 5b А c Рис. 7. Расчетная схема к определению коэффициента концентрации напряжений у кромки полубесконечной пластины:

А – место действия максимальных напряжений Так как рубка, повторяющая изгиб корпуса, работает как над стройка, то коэффициент kкm можно рассчитывать по выражению, приведенному в методике по определению коэффициента концентра ции напряжений у концов надстроек [4, 8]. Для коротких кормовых рубок указанной выше протяженности и положения по длине корпуса судна, при распределении общего изгибающего момента вдоль длины корпуса по закону, приведенному в нормативном документе [13], этот коэффициент изменяется незначительно и может быть принят равным постоянной величине kкm = 0,76.

Упростим формулу (3):

h 1 к 1 hр hр hк hк.(7) 1 kк 0 0,81 0,3 0 h 2D h р 0,5b р h р 0,5b р 1 к D Теоретический коэффициент концентрации напряжений 0 также можно определить, например, по работе [14], используя решение, по лученное для бесконечной пластины с прямоугольным вырезом раз мерами l b при равномерном растяжении (случай l/b = 5).

Используя зависимости (1)–(7), можно рассчитать напряженное состояние узла соединения продольного непрерывного комингса гру зового люка с боковой стенкой кормовой рубки, а усталостную проч ность этого узла можно оценить с помощью условия tк д, (8) где д – допускаемый теоретический коэффициент концентрации нормальных напряжений, равный: 2,3 – для конструкций из обычных углеродистых сталей;

2,1 – для конструкций из низколегированных сталей [9].

Следует иметь в виду, что допускаемый коэффициент концентра ции напряжений определен из условия равенства фактических номи нальных напряжений допускаемым напряжениям. Поэтому при вы полнении расчетов значение допускаемого коэффициента концентра ции напряжений может быть увеличено пропорционально соотноше нию допускаемых и действующих напряжений, вычисленных в рас сматриваемом сечении корпуса.

По приведенной методике был произведен расчет максимального теоретического коэффициента концентрации напряжений у конца пе реходной кницы системы комингс – рубка (рис. 5) для т/х типа «Вар немюнде» длиной L = 140 м при следующих исходных данных: hк = 1,1 м;

hр = 2,5 м;

bр = 12 м;

lр = 15 м;

D = 13,6 м;

tк = 12 мм;

tс = 6 мм;

д = 2,1. Материал корпуса – низколегированная сталь. Принято, что переходная кница скруглена по радиусу r и протяженность кницы равна с r 0,35 м. Толщина боковой стенки рубки на концевом уча стке длиной, равной высоте этой стенки, принята такой же, как и тол щина примыкающей стенки комингса tк.

Расчеты показали, что tк 2,12. Это соответствует допускаемой величине.

Полученные размеры переходной кницы невелики, и такие кницы реально установить в местах соединения боковой стенки рубки с про дольным комингсом грузового люка.

Достоверность предлагаемой методики проверялась путем срав нения размеров переходных книц, полученных расчетом по этой ме тодике, с размерами модернизированных во время ремонта и эксплуа тирующихся без повреждений в течение длительного времени книц судов типа «Варнемюнде». Это сравнение показало приемлемость по лученных результатов.

В заключении следует отметить, что короткие высокие кормовые рубки нужно проектировать таким образом, чтобы исключить их виб рацию различного происхождения, чрезмерность которой может при вести также к усталостным повреждениям конструкций кормовой оконечности судов. Установка в месте соединения продольных ко мингсов грузовых люков с боковыми стенками короткой высокой кормовой рубки книц больших размеров с целью исключения ее виб рации, как показала практика [14], не дает ощутимого эффекта.

Выводы 1. Анализ усталостных повреждений соединения боковой стенки кормовой рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков различных судов показал, что трещины образовались в местах максимальной концентрации напряжений. Эти высокие напряжения обусловлены преимущественно общим изгибом корпуса судна.

2. Анализ существующих правил проектирования судовых конст рукций в районе перехода боковой стенки рубки в продольный ко мингс грузового люка привел к необходимости проведения дополни тельного исследования их напряженного состояния.

3. Разработана методика расчета напряженного состояния и про ектирования судовых конструкций в районе перехода боковой стенки рубки в продольный комингс.

4. Оценена достоверность предлагаемой методики путем сравне ния размеров переходных книц, полученных расчетом по этой мето дике, с размерами модернизированных во время ремонта и эксплуати рующихся без повреждений в течение длительного времени книц су дов типа «Варнемюнде». Эта оценка свидетельствует о возможности использования данной методики в практике расчета и проектирования судовых конструкций.

Список литературы 1. Анализ причин конструктивных повреждений контейнеровозов типа «Варнемюнде»/ Н. В. Барабанов, С. А. Худяков, Н. А. Иванов, В.

И. Лактюнкин, А. М. Захаров// Судостроение и судоремонт: Сб. науч.

тр. – Владивосток: ДВГУ, 1977. – Вып. 1. – С. 140–159.

2. Барабанов Н. В. Конструкция корпуса морских судов. Изд. 3-е. – Л.: Судостроение, 1981. – 550 с.

3. Чесноков А. Г. Анализ повреждений надпалубных конструк ций// Эксплуатационная и конструктивная прочность судовых конст рукций: Тез. докл./ Науч.-техн. конф. «Бубновские чтения – 91». – Нижний Новгород: Нижегор. политехн. ин-т, 1991. – С. 87–88.

4. РД 5.1104-86. Узлы корпуса в районе концов надстроек и рубок, декоративные наружные стенки и расширительные соединения: Пра вила проектирования. – М.: Издательство стандартов, 1986. – 24 с.

5. Правила классификации и постройки морских судов. 1 т./ Рос сийский Морской Регистр Судоходства. – СПб., 2007. – 472 с.

6. Сборник нормативно-методических материалов (книга шестая).

– Л.: Транспорт, 1989. – 60 с.

7. Чесноков А. Г. Расчетное проектирование судовых конструкций в районах жестких точек: Автореф. дис. канд. техн. наук / Дальневост.

политехн. ин-т. – Владивосток, 1987. – 22 с.

8. Бойцов Г. В., Кноринг С. Д. Прочность и работоспособность корпусных конструкций. – Л.: Судостроение, 1972. – 264 с.

9. Чесноков А. Г. Проектирование концевых участков высоких продольных разрезных комингсов грузовых люков транспортных су дов// Транспортное дело России. – 2005. – Спецвыпуск – С. 71–74.

10. Чесноков А. Г. Напряженное состояние и проектирование узла соединения первого и второго ярусов рубки при меньшей длине и большей ширине второго яруса// Транспортное дело России. – 2006. – Спецвыпуск – С. 118–120.

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

12. Турмов Г. П. Расчет прерывистых связей на прочность с уче том концентрации напряжений. – Владивосток: ДВГУ, 1984. – 152 с.

13. РД 5.1041-73. Надстройки и рубки судовые: Правила и нормы проектирования. – М.: Издательство стандартов, 1973. – 108 с.

14. Барабанов Н. В. Конструкция корпуса морских судов. Изд. 4-е.

В двух томах. – СПб.: Судостроение, 1993. – 640 с.

УДК 621. С.Б. Малышко, В.В. Тарасов ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА СТАЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ СУДОВЫХ МЕХАНИЗМОВ С УЧЕТОМ ИСХОДНОЙ СТРУКТУРЫ Одной из задач исследований в области технологии судостроения и судоремонта является разработка прогрессивных технологических процессов на основе использования новых физических явлений, обес печивающих повышение качества и производительности труда, а так же, улучшение экологической обстановки. Для решения этих проблем в современном судостроении и судоремонте все более широкое при менение находят методы упрочнения поверхностного слоя деталей, основанные на интенсивном воздействии на материал концентриро ванных потоков энергии при лазерной, электронно-лучевой, плазмен ной и электромеханической обработке [1].

Электромеханическая обработка (ЭМО) отличается одновремен ным термическим и силовым воздействием на поверхность обрабаты ваемой детали, может вестись на отделочном режиме поверхностного пластического деформирования, при котором достигается упрочнение за счет наклепа. В этом случае можно значительно снизить шерохова тость обработанной поверхности деталей, что позволяет в условиях судоремонтного производства заменить заключительную операцию механической обработки – шлифование электромеханической обра боткой, которая в 2…3 раза производительнее.

Кроме того, обработка может вестись на среднем упрочняющем режиме, приводящем к образованию в поверхностном слое закалоч ных структур с одновременным снижением шероховатости обрабо танной поверхности. При этом создаются сжимающие напряжения в поверхностном слое, повышается его твердость и износостойкость.

Поскольку чистовая обработка и упрочнение представляет единый процесс, то производительность повышается благодаря исключению специальной термообработки восстанавливаемых деталей.

В условиях судоремонтного производства, которое отличается большим разнообразием изделий различных типоразмеров, наиболь ший эффект даёт применение электромеханической обработки дета лей, имеющих поверхности вращения (коленчатых и гребных валов, баллеров рулей, поршневых штоков и т. п.).

Для изготовления указанных и многих других деталей тихоходных и средней быстроходности судовых дизелей и различных судовых технических средств в основном используют марки углеродистых ка чественных сталей.

В связи с весьма ограниченным временем теплосилового воздей ствия при электромеханическом обработке возникает вопрос, доста точно ли этого времени для завершения процессов аустенитизации в углеродистых сталях, и как исходная структура стали может повлиять на полноту фазовых превращений.

Процесс превращения в перлита в аустенит при нагреве можно разбить на три последовательных этапа: образование аустенита во всем объеме, растворение в нем карбидных частиц и последующая гомогенизация аустенита. Эти этапы в условиях сверхбыстрого на грева при ЭМО имеют свои особенности. Процесс аустенитизации при быстром нагреве начинается при температуре немного превы шающей А1, и чем больше скорость нагрева и размер исходного зер на стали, тем при большей температуре он завершается. В результате образуется мелкозернистый, мелкоблочный аустенит с неоднородной концентрацией по углероду и нерастворенными остатками цементи та. После охлаждения все эти особенности структуры аустенита на следует образовавшийся мартенсит, чем и объясняется его структура и свойства [2].

Настоящее исследование посвящено изучению диффузионного процесса образования аустенита в углеродистых сталях с различной исходной структурой. В работах [3, 4] предложены математические модели структурных превращений в пластинчатом и зернистом пер лите при нагреве и представлены результаты расчетов времени диф фузионного превращения перлита разной дисперсности в аустенит.

На рис. 1 изображен график, показывающий влияние дисперсно сти различных перлитных структур и температуры нагрева на время аустенитизации, представленное в логарифмическом масштабе. Об ласть, соответствующая времени теплосилового воздействия при ЭМО [5], выделена пунктирными линиями.

Рис. 1. Зависимость времени аустенитизации от температуры и дисперсности исходных структур:

I – с межчастичным расстоянием 0,15 мкм;

II – с межчастичным расстоянием 0,35 мкм;

III – с межчастичным расстоянием 0,75 мкм;

– пластинчатый перлит;

– крупнозернистый перлит;

– среднезернистый перлит;

х – мелкозернистый перлит Из рисунка видно, что, несмотря на малое время теплосилового воздействия, при ЭМО возможно полное диффузионное превращение пластинчатого и зернистого перлита в аустенит при нагреве в иссле дуемом интервале температур. Для перлита с межчастичным расстоя нием 0,15 мкм это превращение реализуется уже при температуре, равной 770 °С, для перлита с межчастичным расстоянием 0,35 мкм – при 820 °С, для перлита с межчастичным расстоянием 0,75 мкм – при 860 °С.

Исходная дисперсность структуры углеродистой стали оказывает значительное влияние на полноту аустенитизации при электромеха нической обработке: чем больше степень дисперсности феррито карбидной смеси, тем при меньшей температуре завершается процесс аустенитизации и тем меньше времени необходимо для осуществле ния этого превращения.

Это объясняется тем, что измельчение исходной структуру при данном составе стали приводит к увеличению общей поверхности раздела феррита и карбидов, что вызывает одновременное увеличение скорости зарождения и скорости роста зерен аустенита. Следователь но, увеличение дисперсности карбидных частиц ускоряет превраще ние перлита в аустенит [2]. Согласно расчетам, форма карбидных час тиц незначительно влияет на продолжительность аустенитизации.

Время полного диффузионного превращения для зернистого перлита разной дисперсности несколько выше, чем для пластинчатого перли та. Термодинамическим фактором аустенитизации является отноше ние поверхности карбидной частицы к ее объему, и чем больше это отношение, тем быстрее она превращается в аустенит при нагреве. У частицы сферической формы это отношение минимально, поэтому медленнее идет процесс аустенитизации.

Экспериментальные данные подтвердили расчетно-аналитичес кие исследования. Установлено, что с увеличением степени дисперс ности карбидных частиц увеличивается толщина и микротвердость закаленного слоя, что связано с распространением процесса аустени тизации перлита на большую глубину и более полном растворении карбидов в аустените. Так, в исследуемом интервале дисперсности толщина закаленного слоя увеличивается в 3 раза, при этом, микро твердость возрастает в 1,3 раза.

Аналогичные расчеты времени аустенитизации произведены для доэвтектоидной стали со структурно свободным ферритом для круп ных, средних, мелких и очень мелких зерен феррита, что соответству ет условной классификации величины зерна по ГОСТ. Для реализации процесса диффузионного превращения только одного зерна структур но свободного феррита в аустенит при ЭМО в исследуемом темпера турном интервале требуются, согласно расчетам, сотые, десятые и бо лее доли секунды. Учитывая, что время нагрева при электромеханиче ской обработке оценивается в тысячные и десятитысячные доли се кунды, можно сделать вывод, что только часть объема феррита охва чена диффузионным превращением. Проведенные экспериментальные исследования подтвердили, что после электромеханической обработ ки упроченный слой доэвтектоидной стали, с исходной феррито перлитной структурой, имеет феррито-мартенситную структуру не полной закалки.

Таким образом, для получения на поверхности деталей судового оборудования, упрочняемых электромеханической обработкой в усло виях судоремонта, закаленного слоя высокой твердости необходимо провести предварительную термическую обработку – улучшение, ко торая позволяет образовать структуру сорбита отпуска с равномерным распределением карбидной фазы. Чем дисперснее будет ферритокар бидная смесь, тем быстрее пройдет аустенитизация, а толщина и твер дость упрочненного слоя будет больше.

Список литературы 1. Багмутов, В. П. Исследование тепловых процессов при воздей ствии на материал концентрированных потоков энергии / В. П. Багму тов, И. Н. Захаров // Физика и химия обработки материалов. – 2002. – № 3. – С. 9–17.

2. Кидин, И. Н. Физические основы электротермической обработки металлов и сплавов / И. Н. Кидин. – М. : Металлургия, 1969. – 376 с.

3. Белейчева, Т. Г. Постановка задачи диффузии для зернистого перлита / Т. Г. Белейчева, В. В Тарасов, С. Б. Малышко // Материалы шестой международной научно-практической конференции «Пробле мы транспорта Дальнего Востока». – Владивосток : ДВО РАТ, 2005. – С. 46.

4. Малышко, С. Б. Особенности фазовых превращений при элек тромеханической обработке / С. Б. Малышко, В. В Тарасов // Вестник морского государственного университета. Сер. Судостроение и судо ремонт. – Владивосток : Мор. гос. ун-т, 2007. – Вып. 17. – С. 50–54.

5. Тарасов, В. В. Теория и практика упрочнения судовых деталей ЭМО / В. В. Тарасов. – Владивосток : Дальнаука, 1994. – 70 с.

УДК 535-15:546.289:621.792. С.В. Щеголихина ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ГЕРМАНИЯ ДЛЯ МОДУЛЯЦИИ ИНФРАКРАСНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ Регистрация инфракрасного излучения – важная научно техническая задача. Ее решение актуально в астрофизических и био физических исследованиях, при создании приборов ночного видения, нагревательных устройств разного назначения, при исследовании ра боты тепловых двигателей и др.

Германий – простой полупроводник с шириной запрещенной зоны 0,66 эв. Такая ширина запрещенной зоны обуславливает практически полное поглощение германием видимого излучения и прозрачность его для инфракрасного излучения с длиной волны от 1,5 до 20 мкм.

Именно прозрачность германия в инфракрасной области спектра в со четании с высоким значением коэффициента преломления (n = 4, для излучения с длиной волны = 1,8мкм) позволяют использовать его как материал для линз, управляющих потоками излучений в ин фракрасном диапазоне.

Прозрачность германиевых линз может быть значительно увели чена нанесением просветляющего покрытия, например, сернистого цинка. Просветляющее покрытие превращает отраженные инфра красные лучи в проходящие благодаря выполнению условия интер ференционного минимума для отраженных лучей. В результате ин тенсивность проходящего через германий инфракрасного излучения возрастает [1]. Технология нанесения просветляющих покрытий на разные материалы была отработана в знаменитом ГОИ (Государст венном оптическом институте) и фактически является нанотехноло гией.

Зависимость коэффициента поглощения электромагнитного излу чения от его длины волны для германия подтверждается спектраль ным распределением фотопроводимости. Оно имеет четко выражен ную длинноволновую границу в инфракрасной области, равную при мерно 1,8 мкм [2].

Из приведённого ниже рисунка видно, что фотопроводимость и, следовательно, поглощение света германием уменьшаются до нуля при длине волны более 2 мкм. Это означает, что германий практиче ски прозрачен для инфракрасного излучения за краем основного по глощения.

Однако во второй половине прошлого века было установлено, что прозрачный для инфракрасного света германий начинает поглощать его, и тем больше, чем больше длина волны излучения и концентра ция свободных электронов и дырок в германии [5, 1]. Это инфракрас ное поглощение было названо поглощением на свободных носителях электрических зарядов. Оно открыло новые экспериментальные воз можности:

– исследовать различные электронные процессы в германии вбли зи межфазных границ (с растворами электролитов, с металлами и др.) по поглощению инфракрасного излучения, проходящего через герма ний вблизи межфазной границы;

– регистрировать инфракрасное излучение от разных объектов, пропуская его через германий при модуляции концентрации свобод ных электронов и дырок в нем.

Фотопроводимость германия в зависимости от длины волны падающего излучения Первая возможность была достаточно полно реализована [3, 4], а вторая еще ждет своей реализации.

Список литературы 1. Коноров, П. П. Модуляция поглощения света в германии на гра нице с электролитом / П. П. Коноров, С. В. Щеголихина // Физика твердого тела. – 1967. – № 9. – 2117 с.

2. Карева, Г. Г. О влиянии поверхностных барьеров на спектраль ное распределение фотопроводимости и поверхностно-барьерного фо тоэффекта в германии / Г. Г. Карева, П. П. Коноров, С. В. Щеголихина // Вестник Ленинградского университета. – 1971. – № 10. – С. 59.

3. Щеголихина, С. В. Исследование некоторых электронных про цессов в германии при его поляризации с электролитом : дис. канд.

физ. наук / Щеголихина Светлана Васильевна. – М., 1969. – 142 с.

4. Konorov, P.P., Shvetsov, V.N., Shegolikhina, S.V. // Phys. Stat. Sol..

– 1968. – No. 30. – 845 p.

5. Harrick, N.J. // Phys. Chem. Sol. – 1960. – No. 14. – 60 p.

УДК 621. С.А. Горчакова РЕГЕНЕРАЦИЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ МЕТАЛЛОСОДЕРЖАЩИХ ОТХОДОВ Во всем мире ежегодно миллиарды тонн отходов поступает в био сферу, нанося, тем самым, непоправимый вред природе. Изменяется газовый баланс и круговорот воды в атмосфере. Живые существа под вержены воздействию опасных веществ, в том числе на генетическом уровне, что ведет к поражению целого ряда поколений организмов.

Природные сырьевые ресурсы запасов истощаются в результате интенсивной хозяйственной деятельности человечества. При этом растет количество промышленных отходов, т. е. отходов, образовав шихся в результате физико-химической переработки сырья, добычи и обогащения полезных ископаемых, получение которых не является целью данного производства.

В промышленно развитых странах доля расходов на реализацию экологичных способов производства от стоимости конечной продук ции составляет 30…50 %. В нашей стране до сих пор экономика про мышленного производства недостаточно учитывает или не учитывает совсем убытки от деградации природной среды, себестоимость про дукции определяется без учета стоимости природы.

Неиспользуемые отходы – это миллионы тонн выведенных из хо зяйственного оборота безвозвратно теряемых материальных ресурсов, многими видами из которых край не располагает. Современная техно генная экономика является открытой системой, где получение относи тельно небольшого конечного продукта требует огромных затрат ре сурсов и сопровождается большими отходами. По отношению к об щему объему отчуждаемого природного вещества сейчас конечный продукт составляет всего 2…4 %, а остальная часть идет в отходы (пустая порода, шлаки, стоки и пр.). Поэтому основным направлением экологизации экономического развития является широкое внедрение малоотходных и безотходных технологий, максимальное вовлечение отходов в хозяйственный оборот. Степень утилизации отходов крайне низкая и практически нет тенденции к ее увеличению.

Целью данного проекта является создание на предприятиях безот ходного производства путём вовлечения металлических отходов в процесс изготовления деталей. Замкнутый цикл производства: деталь – отходы – деталь. В настоящее время на промышленных предприяти ях складируются металлические отходы в виде стружки, шлама и от работанных деталей. Они могли бы быть вторично использованы при наличии доступных и экономически выгодных технологиях перера ботки. Технологии утилизации металлосодержащих промышленных отходов позволяют уменьшить истощение природных сырьевых запа сов и количество промышленных отходов. К одной из таких техноло гий относится использование порошковой металлургии для перера ботки металлических промышленных отходов.

Порошковая металлургия – это производство порошков металлов и изделий из них, их смесей и композиций с неметаллами. Порошки вырабатываются механическим измельчением или распылением жид ких исходных металлов, высокотемпературным восстановлением и термической диссоциацией летучих соединений, электролизом и дру гими методами. Изделия получают обычно прессованием с после дующей или одновременно термической, термохимической обработ кой без расплавления основного компонента. Методы порошковой металлургии позволяют изготавливать изделия из материалов, полу чение которых другими способами невозможно (например, из не сплавляющихся металлов, композиций металлов с неметаллами) или экономически невыгодно. С помощью порошковой металлургии по лучают тугоплавкие и твердые материалы и сплавы, пористые, фрик ционные и другие материалы и изделия из них.

Традиционные способы переработки металлических отходов часто не отвечают современным экологическим требованиям или являются недостаточно эффективными по техническим и экономическим сооб ражениям. Например, чугунная стружка обычно переплавляется в ме таллургических печах. Из-за присущей чугуну хрупкости стружка плохо брикетируется, а переплав рассыпной стружки или слабоспрес сованных брикетов сопровождается значительным угаром металла (до 40 %) и выбросом в атмосферу больших количеств дисперсных окси дов, сажи и вредных газов. Дорогостоящими являются операции сбора стружки и транспортировки от мест образования к местам переплава.

Перечисленные проблемы приводят к тому, что значительная часть стружки вообще не перерабатывается и скапливается в отвалах, засо ряя землю.

Более прогрессивным является способ переработки стружки и кусковых отходов хрупких металлических материалов в порошки пу тем механического измельчения.

Существует также способ переработки отходов из пластичных ме таллов и сплавов, включающий в себя переплав с центробежным рас пылением жидкого металла в порошок. При подготовке к переплаву стружечных отходов последние измельчаются, очищаются от посто ронних примесей и брикетируются с плотностью 0,6…0,7 от теорети ческой. Высокая плотность брикетов резко снижает угар металла при переплаве.

Предлагаемые технологии позволяют решать эти проблемы за счет переработки стружкоотходов в порошок и последующего полу чения деталей методом порошковой металлургии.

В отличие от традиционных способов переработки вторичных от ходов путём переплавки предлагаемая технология не только исключа ет изменение химического состава стали, ведущего к снижению соот ветствующих марке стали свойств, но и получать материал оптималь ного состава с соответствующими данной марке стали физико химическими свойствами. Кстати, при переплавке потери на угар со ставляют для вольфрама более 15 %, ванадия и кобальта более 35 %, молибдена до 15 %. Таким образом, возврат вторичных отходов в ос новное производство осуществляется без потери качества материалов, практически без отходов.

Предлагаемая технология позволяет эффективно утилизировать отходы инструментального производства. Получение порошковых из делий из стружковых отходов быстрорежущих сталей состоит из сле дующих последовательных операций:

– измельчение в порошок;

– формование (прессование);

– спекание.

Первая операция – это измельчение стружковых отходов в поро шок, т. е. получение исходных металлических порошков и приготов ление из них шихты (смеси) с заданными химическим составом и тех нологическими характеристиками. Механическое измельчение метал лов производят в вихревых, вибрационных и шаровых мельницах.

Другой, более совершенный метод получения порошков – распыление жидких металлов. Его достоинства – это возможность эффективной очистки расплава от многих примесей, высокая производительность и экономичность процесса.

Описываемая технология предусматривает механическое измель чение стружки в мельницах. Выбор конструкции мельницы для размо ла зависит от объема производства и ряда технологических факторов.

Наиболее часто используют вибромельницы и шаровые мельницы.

Вторая операция – формование порошков или их смесей в заго товки заданной формы и необходимых размеров. Основной метод формования металлических порошков – прессование в пресс-формах под давлением, зависящим от свойств прессуемых порошков. Полу чаемые прессовки имеют форму, размеры и плотность, рассчитывае мые с учётом изменения этих характеристик при спекании и после дующих операциях. Используют также такие методы холодного фор мования, как изостатическое прессование порошков под всесторон ним давлением, прокатка и экструзия порошков.

Завершающая операция – спекание, т. е. термическая обработка заготовок при температуре около 70…85 % от абсолютной точки плавления основного компоненты. Цель спекания – получение гото вых изделий с заданными свойствами и размерами. Спекание прово дят в защитной среде, такой как водород, вакуум и защитные засыпки.

Защитная среда должна обеспечивать восстановление окислов, не до пускать образования нежелательных загрязнений продукции (копоти, карбидов, нитридов и т. д.), предотвращать выгорание отдельных компонентов.

После спекания изделия обычно имеют некоторую пористость (от нескольких процентов до 30…40 %, а в отдельных случаях до 60 %). С целью уменьшения пористости (или даже полного устранения её), по вышения механических свойств и доводки до точных размеров при меняется дополнительная обработка давлением (холодная или горя чая) спечённых изделий. Иногда применяют также дополнительную термическую, термохимическую или термомеханическую обработку.

В некоторых вариантах технологии отпадает операция формования:

спекают порошки, засыпанные в соответствующие формы. В ряде случаев прессование и спекание объединяют в одну операцию, назы ваемую горячим прессованием (обжатие порошков при нагреве).

После спекания некоторые сплавы подвергают дополнительной термической или механической обработке. Термическая обработка необходима сталям для получения требуемых механических свойств.

Калибровка и механическая обработка обеспечивают необходимые размеры.

Предлагаемая технология позволяет эффективно утилизировать различные металлосодержащие отходы промышленных предприятий, в том числе предприятий судостроения и судоремонта.

УДК 621.43.013:629. Г.П. Кича, Н.Н. Таращан, Р.А. Кулик, А.В. Голенищев РАЗРАБОТКА И МОТОРНАЯ ОЦЕНКА НА СУДАХ ЭФФЕКТИВНОСТИ НОВОГО КОМБИНИРОВАННОГО МАСЛООЧИСТИТЕЛЬНОГО КОМПЛЕКСА Повсеместное применение в СДЭУ низкосортных топлив вследст вие дефицитности дизельного, появление в эксплуатации топлив глу бокой переработки нефти, перевод дизелей средней и повышенной частоты вращения на мазут ужесточили требования к очистке мотор ного масла (ММ). Практика эксплуатации дизелей последнего поко ления с высоким наддувом на низкосортных топливах показала, что без эффективной очистки масла, которое интенсивно загрязняется и стареет, обеспечить прогрессивные ресурсные и экономические пока затели этих двигателей невозможно.

Нами была поставлена задача разработать маслоочистительный комплекс высокой эффективности для тронковых дизелей малой и средней мощности, как без наддува, так и с высоким наддувом, рабо тающих на дистиллятных и остаточных топливах, а также их смесях.

Решение проблемы очистки ММ и разработка новых систем тонкой очистки масла (СТОМ) высокого уровня, удовлетворяющих требова ниям дизелестроения, возможны на основе комплексного подхода, т. е. с учетом взаимодействия звеньев в смазочной системе (СС) и со вместного влияния их на выбор наиболее рациональной схемы очист ки и ее комплектование. Предусматривалось изыскание путей интен сификации и управления эффективностью процесса очистки с учетом характеристик звеньев рассматриваемого комплекса «дизель – экс плуатация – топливо – масло – очистка» (ДЭТМО).

Разработка комбинированного маслоочистительного комплекса (КМОК) высокой эффективности велась на основе моделирования схем и агрегатов очистки ММ с использованием результатов теорети ческого исследования, изложенных в монографии [1]. Рассчитывались и оптимизировались различные схемы включения маслоочистителей (МО) в СС. Причем оптимизация их состава осуществлялась выбором МО разного принципа действия, что позволило рационально сочетать и использовать достоинства и преимущества каждого из них. Проек тирование очистители велось с учетом назначения, требований к их технико-эксплуатационным показателям, тонкости и избирательности отсева нерастворимых продуктов (НРП) исходя из особенностей ком плекса ДЭТМО.

Сравнение эффективности полнопоточного фильтрования и цен трифугирования ММ дизелей по наиболее важным показателям по зволило заключить, что глубина очистки масла от общих, а особенно зольных, НРП центрифугированием намного выше, чем фильтровани ем. На это указывает превосходство центробежного очистителя (ЦО) над фильтрами по средней концентрации нерастворимых загрязнений в масле в 1,5…2,6 раза. Низкий уровень общих и зольных загрязнений вызван более высокой (в 6…12 раз) интенсивностью очистки ММ цен трифугированием по сравнению с фильтрованием.

По тонкости отсева сравниваемые МО с разными принципами действия равноценны. Преимущество фильтров над центрифугами ог ромно в надежности защиты пар трения ДВС от попадания крупных, особенно опасных, частиц механических примесей. В период пуска двигателя этот показатель очень низок. Это вызвано более сильным влиянием вязкости ММ на отфуговывание нерастворимых примесей по сравнению с их отфильтровыванием. Кроме того, на раскрутку ро тора центрифуги необходимо время (2…3 мин), в течение которого во внутреннюю СС двигателя поступает неочищенное масло. Фактор разделения при этом у центрифуги низок, так как частота вращения его ротора с повышением вязкости масла резко падает.

На номинальных температурных режимах СС и скоростных дви гателях тонкость отсева у сравниваемых МО отличается незначитель но. В этих условиях фильтр всего лишь на 12–16 % превосходит цен трифугу. Следовательно, и надежность защиты пар трения двигателя от крупных частиц в этом случае одинакова при применении как пер вого, так и второго принципов очистки.

Скорость удаления присадок из масла при фильтровании обычно на 15…22 % ниже, чем при центрифугировании. Интенсивность старе ния масла при использовании центрифуг в 1,3…1,5 раза ниже, чем при очистке его фильтром. Это обусловлено более эффективным удалением из масла продуктов изнашивания деталей дизеля и разложения приса док, являющихся катализаторами окисления, что подтверждает сравне ние МО по средней концентрации в масле зольных НРП.

Несколько проигрывает центрифуга фильтру по трудоемкости об служивания, так как удалять из ротора отложения приходится намно го чаще, чем осуществлять замену фильтрующих элементов (ФЭ). К тому же операция замены элемента менее трудоемка, чем чистка ро тора центрифуги. Преимущество центрифуги состоит также в отсут ствии расходов на элементы.

Сравнение рассматриваемых очистителей по десяти показателям не позволило выявить преимущества одного из них. Отсюда напраши вается вывод о необходимости такого их сочетания в комбинирован ных систем тонкой очистки масла (КСТОМ), чтобы достоинства фильтра и центрифуги были проявлены наиболее полно, а недостатки компенсировались.

Разработка новых КМОК, использующих достоинства очистки масла фильтрованием и центрифугированием, осуществлена на основе следующих принципов [2]:

– разграничения функций агрегатов очистки таким образом, чтобы наиболее полно реализовывались преимущества полнопоточного фильтрования для защиты пар трения двигателя от крупных абразив ных частиц и центрифугирования для глубокой очистки масла от тон кодиспергированных, особенно зольных, нерастворимых примесей;

– последовательно-параллельного включения агрегатов очистки в СС дизелей и оптимизации их параметров для полного использования возможностей каждого из очистителей, что достигается уменьшением массы;

полнопоточно фильтруемого холодного масла и увеличением доли центрифугируемого масла;

– поддержания высокой интенсивности очистки масла центрифу гированием на всех скоростных режимах работы дизеля путем авто номной подачи его на очистку и раскрутку ротора, установки напор ного и переливного клапанов.

Совершенствование фильтра тонкой очистки масла, полнопоточ ного (ФТОМП) состояло в разработке ФЭ, обеспечивающих надеж ную защиту трибосопряжений ДВС от абразивного изнашивания и высокую продолжительность их работы без обслуживания. Для пол нопоточных МО важно достичь длительного их функционирования без открытия перепускного клапана, в том числе и на пусковых режи мах с холодным маслом. Для реализации этой цели потребовалось улучшить гидравлические характеристики ФЭ и их грязеемкость, что возможно с помощью конструктивных мероприятий [2] и формирова нием поровой структуры фильтровального материала (ФМ) исходя из рекомендаций, полученных расчетом по моделям [1].

На ЦО возложена задача глубокой очистки ММ от продуктов, ин тенсифицирующих старение масла и срабатывание присадок. Для этой цели необходимо повышение эффективности очистки ММ от мелко дисперсных нерастворимых примесей. При этом желательно такое подключение их в СС, чтобы максимально облегчить работу ФТОМП, снижая «грязевую» нагрузку на них. Мероприятия по повышению эффективности центрифуги увеличении фактора разделения, что дос тигается улучшением их конструкции и схемы подключения.

Наибольший интерес представляет КСТОМ, реализованная в фор сированных дизелях с двухконтурной СС (рис. 1). Особенностью этой системы очистки является установка полнопоточного со сменными ФЭ из нетканых материалов фильтра 2 в основной магистрали, по ко торой масло нагнетательным насосом 5 подается из напорного бака в трибосопряжения 10 дизеля. Специфика подключения ФТОМП за ключается в установке его до масляного холодильника 1, снабжение насоса 5 дроссельным распределителем 4 с обратной связью. Наличие изодрома позволяет поддерживать постоянное давление в распредели тельной магистрали независимо от перепада давлений на фильтре.

Рис. 1. Перспективная СТОМ судовых форсированных дизелей: 1 холодильник;

2 – ФТОМП;

3 – предохранительный клапан;

4 – дроссельный распределитель;

5 – нагнетательный насос;

6 – напорный клапан;

7 – переливной клапан;

8 – бак;

9 – центрифуга с напорным сливом;

10 – распределительная магистраль;

11 – картер;

12 – заборник;

13 – откачивающий насос Установка распределителя 4 (управляемого переливного клапана) на нагнетательном насосе позволяет подавать меньшее количество холодного масла, что способствует работе фильтра при пуске и про греве двигателя с закрытым предохранительным клапаном 3. Выбор насоса 5 с запасом по подаче масла обеспечивает постоянное давление в магистрали 10 независимо от частоты вращения при работе дизеля по винтовой характеристике.

Забор масла из напорной цистерны 8 не приводит к срыву его по дачи в двигатель и пульсациям давления, так как оголения приемного патрубка при качке судна не происходит. В отдельных случаях с це лью подачи на фильтр ММ, прошедшего центрифугирование, жела тельно откачивающую магистраль замыкать на приемный патрубок нагнетательного насоса.

Центрифугу 9 с напорным сливом МЦН-НС рациональнее всего размещать в откачивающей магистрали. Этот МО менее чувствите лен к попаданию воздуха в систему, создает подпор откачивающему насосу 13, что приводит к более стабильной работе последнего. Для того, чтобы центрифуга развивала высокую частоту вращения, отка чивающая система снабжена напорным клапаном 6, который под держивает на любых режимах работы дизеля давление масла перед МЦН-НС не менее 0,7 МПа. При таком давлении перед соплами ро тор ЦО развивает частоту вращения не менее 80 с–1 при очистке все го, за исключением расхода на привод, потока масла, подаваемого насосом 13. Для отключения ЦО с целью чистки его ротора на рабо тающем двигателе в откачивающей магистрали установлен треххо довой кран.

Перепускной клапан 7 позволяет установить оптимальную подачу масла в центрифугу, при которой скорость удаления из масла нерас творимых загрязнений будет максимальной. Как уже отмечалось, спе цифика предлагаемого включения МО в СС интересна тем, что масло, поступающее к фильтру, проходит как бы предварительную очистку центрифугированием. При этом из-за полидисперсного состава за грязнителя масла величина подачи масла в МЦН-НС влияет на массо дисперсный состав фугата. Блокировка пор ФМ частицами НРП, на копление их в виде отложений на поверхности фильтровальной што ры существенным образом зависит не только от количественной, но и от качественной характеристики загрязнений.

На примере дизеля 6VDS26/20AL1 (6ЧН20/26) рассмотрим мотор ную эффективность предлагаемого КМОК и штатной системы очист ки (ШСО) масла. В качестве штатного в СС рассматриваемого дизеля используется сдвоенный полнопоточный фильтр грубой очистки (ФГО) с элементами дискового типа. ФМ является металлическая сет ка с квадратными ячейками со средним размером пор 63 мкм.

Опытная система очистки была укомплектована фильтром ФМП- с ФЭ из материала БМ-120 с тонкостью отсева 35 мкм. На откачиваю щей магистрали был установлен очиститель МЦН-6НС (ЦО крепился на напорном баке) с пропускной способностью 100 л/мин. Моторный эксперимент проводился на масле М-10Г2(цс) (ГОСТ 12337–84). Про качка масла через дизель составляла 92 дм3/мин. Рабочая температура ММ 70 оС. Давление масла перед ЦО 0,7 МПа.

Сравнение систем очистки по вероятности Nd защиты пар трения дизелей 6ЧН20/26 от попадания в них частиц нерастворимых приме сей разного диаметра (рис. 2, а) показывает преимущество КСТОМ перед ШСО. При применении ее в маслораспределитель практически не попадают частицы размером более 40 мкм, которые могут вызвать абразивный износ шеек коленчатого вала. При использовании штат ного МО вероятность защиты дизеля от таких загрязнений не превы шает 60 % (см. рис. 2, а).

Вероятность поступления нерастворимых загрязнений разного дисперсного состава на ФТОМП (рис. 2, б) показывает благоприятные условия его функционирования при использовании ЦО с напорным сливом. Подключение ЦО по байпасной схеме увеличивает грязевую нагрузку на ФЭ за счет поступления на них крупных частиц, вызы вающих блокировку пор ФМ и снижающих срок службы элементов.

При эксплуатации МЦН-6НС с осевым потоком 6 см/с достигнуты самые высокие значения интенсивности очистки, при которой старе ние ММ проходило с минимальной скоростью.

Сопоставление старения масла М-10Г2(цс) в дизеле 6ЧН20/26 со штатной и новой системами очистки показывает многократные пре имущества КСТОМ по интенсивности очистки (рис. 3, табл. 1). Так, максимальная концентрация общих сх и зольных НРП (ГОСТ 20684– 75) при комбинированной очистке масла составляла 1,1 и 0,2 %. При работе дизеля со штатными МО уровень накопления примесей этого же вида доходил в среднем соответственно до 1,9 и 0,37 %, т. е. был в 1,7…1,8 раза выше. По надежности защиты подшипников от опасных частиц загрязнений, способных вызвать задиры, КСТОМ эффективнее ФГО почти в 3 раза.

При очистке ММ по штатной схеме, степень окисления СО и смо лообразование См доходят до критического уровня, что вызывает ин тенсификацию нагаро- и лакообразования в дизеле (см. рис. 3). Закок совывание поршневых колец при этом не наблюдалось в силу высоких моюще-диспергирующих свойств масла М-10Г2(цс). Щелочность ММ Рис. 2. Вероятность защиты пар трения (а) и поступления НРП (б) на масляный полнопоточный фильтр дизеля 6ЧН20/ сх,% 1, Загрязнение общими НРП 1, СО, См,% 0, Смолообразование 0,4 Степень окисления П,% штатная система очистки;

КСТОМ (ФМП-3 + МЦН-6НС) Срабатывание присадок, ч Рис. 3. Старение масла М-10Г2(цс) в дизеле 6ЧН20/ с разными системами очистки (показатель П) при работе дизеля с ШСО срабатывалась в 1,6 раза ин тенсивнее по сравнению с вариантом с использования КМОК.

Высокий уровень функциональных свойств КСТОМ виден из со поставления моторных свойств масла М10-Г2(цс) при разных системах очистки. Так, скорость изнашивания деталей ЦПГ при использовании комбинации ФМП-3 и МЦН-6НС была в 1,3…1,9 раза ниже, чем при очистке масла ФГО. Наибольший эффект от комбинированной очистки масла проявился по мотылевым шейкам коленчатого вала (КВ): дос тигнуто снижение изнашивания в 1,9 раза. Менее всего повышение эф фективности очистки сказалось на изнашивании цилиндровых втулок.

Сопоставление систем очистки по влиянию на нагаро- и лакообра зование в дизеле показывает значительное влияние МО как на загряз нение юбки поршней смолами, так и на общее состояние их. При ком бинированной очистке масла нагаро- и лакообразование в дизеле было ниже в 1,7 раза, чем при использовании ШСО (см. табл. 1). Хороший результат при использовании КСТОМ получен и в снижении загряз нения картера низкотемпературными отложениями.

Таблица Моторная эффективность КСТОМ при тяжелых условиях функционирования Дизели 6VDS26/20AL Показатель (6ЧН20/26) ФМП-3+ ФГО МЦН-6НС Максимальная концентрация НРП, %:

общих 1,9 0,4 1,1 0, зольных 0,37 0,04 0,21 0, Интенсивность очистки масла от НРП, г/ч:

общих 70 20 790 зольных 65 15 870 Срок службы ФЭ, тыс. ч 0,3 0,1 1,3 0, 35 Надежность защиты от частиц d30 мкм, % Скорость изнашивания деталей ДВС:

комплект поршневых колец, г/1000 ч 8,7 1,1 5,3 0, цилиндровая втулка, мкм/1000 ч 28,3 3,2 1,6 2, вкладыши мотылевых подшипников, мг/1000 ч 185 31 132 мотылевые шейки КВ, мкм/1000 ч 23,4 3,1 12,3 1, Нагаро- и лакообразование на поршнях, балл 14,3 1,8 8,2 1, Отложения в картере, балл 3,2 0, Моделирование процесса загрязнения и очистки масла в судовых тронковых дизелях позволило обосновать наиболее выгодный состав СТОМ и параметры МО для судовых СОД [1]. Выбор оптимальных с позиций наименьших эксплуатационных расходов маслоочиститель ных комплексов обеспечит сохранение заданных ТУ ресурсных показа телей двигателей в самых жестких условиях эксплуатации. Анализ ре зультатов длительного использования МО в ДВС на судах подтвердил их высокую эффективность [3]. Сравнительные данные показывают большие преимущества модернизированных СТОМ над штатными.

Выводы Для использования в судовых форсированных тронковых дизелях разработаны комбинированные маслоочистительные комплексы вы сокой эффективности. Новизна их состоит в:

– последовательном соединении через напорный бак двух конту ров очистки, использующих разные по принципу действия и избира тельности отсева МО;

– установке для надежной защиты пар трения дизеля от опасных крупных частиц загрязнения на полном потоке поступаемого в дизель масла фильтра со сменными ФЭ или регенерирующегося типа;

– подключении центрифуги с напорным сливом в откачивающую магистраль с возможностью поддержания за счет подпорного клапана высокого давления масла перед соплами гидропривода ротора и, сле довательно, фактора разделения ЦО при работе дизеля по винтовой характеристике;

– подаче на фильтр предварительно центрифугированного масла для снижения "грязевой" нагрузки на него и увеличения срока службы ФЭ;

– использовании на центрифуге переливного клапана, автоматиче ски регулирующего поток через ее ротор для достижения минималь ной интенсивности старения масла;

– поддержании постоянного давления ММ перед его потребителя ми установкой на основном насосе дроссельного распределителя с об ратной связью.

Список литературы 1. Перминов, Б. Н. Научно-технические основы эффективного маслоиспользования в судовых тронковых дизелях : монография / Б. Н. Перминов. – Владивосток : Мор. гос. ун-т, 2005. – 378 с.


2. Кича, Г. П. Комбинированный маслоочистительный комплекс для судовых форсированных дизелей / Г. П. Кича // Судостроение. – 1985. – № 4. – С. 25–28.

3. Кича, Г. П. Эксплуатационная эффективность новых маслоочи стительных комплексов в форсированных дизелях / Г. П. Кича // Дви гателестроение. – 1987. – № 7. – С. 25–29.

УДК 621.436:62-222:681.518. В.Н. Кучеров ПОВЫШЕНИЕ НАДЕЖНОСТИ ДИЗЕЛЯ ПОСРЕДСТВОМ ДИАГНОСТИКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ЦПГ Детали цилиндро-поршневой группы (ЦПГ) работают в наиболее сложных условиях. Значительное число вынужденных остановок в море происходит вследствие потери работоспособности деталей ЦПГ, трудоемкость затрат на техническое обслуживание ЦПГ в эксплуата ции может достигать 30…40 % затрат по всему двигателю. Этим пре допределяется актуальность автоматизированного контроля за работой элементов ЦПГ. Наиболее сложными в эксплуатации являются совме стно работающие детали трения «втулка – поршневое кольцо – канав ка поршня». Наиболее простым и достаточно информативным мето дом контроля за их рабочим состоянием является термометрирование цилиндровай втулки в районе остановки верхних поршневых колец в верхней мёртвой точке (в.м.т.).

1. Контроль теплового и рабочего состояния цилиндровой втулки Проблема обеспечения удовлетворительного уплотнения в паре «цилиндровая втулка – поршневые кольца» остается весьма актуальной на дизелях различных поколений, особенно на форсированных совре менных моделях. Нарушение уплотнения и протечки газа через кольца приводят к увеличению плотности теплового потока на зеркале цилин дра и соответствующему росту температуры втулки. Значительные про течки сопровождаются мощными прорывами газов, которые могут при вести к интенсивному изнашиванию в парах трения, либо к аварийным схватываниям или задирам, а также прогораниям перемычек на голов ках поршней. Именно поэтому цилиндровая втулка является главным объектом в системах теплового контроля ЦПГ.

Температура зеркала втулки может быть структурно представлена в виде суммы двух составляющих: одной, зависящей от тепловой на грузки цилиндра, и второй, отражающей техническое состояние порш невых колец и втулки. Таким образом, алгоритм диагностики сводится к нахождению t = tp – tэ и t = f(), где tp – текущее рабочее значение температуры втулки;

tэ – эталонное значение температуры на данном режиме;

– параметр состояния.

t По разности температур t можно судить о тенденции изменения технического состояния ЦПГ и осуществить прогнозирование ресурс ных возможностей цилиндра.

Практика исследований и измерений теплового состояния цилин дровой втулки вскрывает сложность процессов, происходящих в паре «втулка – кольца». Нестабильность температуры втулки и отсутствие какой-либо закономерности в ее изменении усложняют алгоритм ди агностики технического состояния цилиндра. В целом, температура втулки цилиндра в поясе комплекта колец в в.м.т. носит случайный характер. Для получения достоверных результатов в качестве рабоче го значения температуры необходимо принимать среднюю величину мгновенных температур, регистрируемых в двух противоположно расположенных термопарах в течение нескольких часов. Кратковре менные всплески температуры с прорывом газа не представляют серьезной опасности, если они не выходят длительно за допустимый уровень.

Параметр t существенно возрастает при значительном ухудшении уплотнения, связанного с поломкой, потерей упругости или залега ниями колец. Это позволяет считать параметр t критерием прогнози рования состояния цилиндра. Научные исследования дают основания использовать для оценки состояния цилиндра два параметра: текущее среднее значение температуры втулки и коэффициент вариации, ха рактеризующий ее рассеяние.

Технические возможности системы теплового контроля цилинд ровой втулки Несмотря на указанные сложности анализа, полученная при тер мометрии втулки информация позволяет во многих случаях объектив но оценить состояние цилиндра и определить необходимые меры экс плуатационного воздействия.

Приработка цилиндра В процессе приработки за счет взаимного истирания поверхност ных неровностей в паре трения достигается уплотнение, достаточное для удержания на зеркале цилиндра и поршневом кольце масляной пленки, которая и обеспечивает плотность пары. Режимы и длитель ность приработки назначаются по рекомендациям фирм и зависимости от характера работ, которые выполнялись при данном ремонте ЦПГ.

В силу индивидуальности геометрии форм и состояния сопрягае мых поверхностей приработка в каждом цилиндре протекает по разному. Во многих случаях процесс приработки переходит в режим интенсивного изнашивания колец, что после осмотра ЦПГ вызовет необходимость длительной повторной приработки с пониженной на грузкой либо потребует повторного подъема поршня.

На рис. 1 показан характер изменения температуры цилиндровой втулки дизеля 9RD90 в районе второго поршневого кольца при поло жении поршня в в.м.т. в режиме п = 96,0 мин–1 и нагрузке Ni = 0,5Niн.

Втулка обрабатывалась грубым наждачным камнем для удаления сле дов интенсивного изнашивания, поршневые кольца – новые. Кривая а с резкими выбегами температуры характерна для первого периода приработки в данном режиме, который соответствовал наработке по сле ревизии цилиндра p = 24 часа.

t, C р = 50 ч, n = 97,6 мин–1 г t, C в р = 36 ч, n = 96 мин– t, C р = 24 ч, n = 96 мин– а б р = 30 ч, n = 96 мин– – 80 90 100 110 120 130 140 150, мин 10 20 30 40 50 60 Рис. 1. Характер изменения температуры цилиндровой втулки дизеля 9RD90 в районе второго поршневого кольца при положении поршня в ВМТ.

Режим приработки пары «втулка – кольцо»: Ni = 0,5Niн, n = 0,8nн В том же режиме через 30 ч (б), а затем через 36 ч (в) флуктуации температуры стали единичными. Нетрудно заметить, что среднеинте гральная температура втулки как показатель качества уплотнения и функция параметра состояния t последовательно уменьшалась от со стояния а к в. Кривая г через 50 ч демонстрирует стабильность уплот нения, что позволяет без риска перейти на следующий режим обкатки.

2. Контроль за температурой зеркала цилиндра Предел работоспособности деталей трения ЦПГ зависит, в основ ном, от свойств цилиндрового масла, удельных давлений в паре, анти фрикционных и противоизносных свойств материала втулки и колец.

По современным представлениям диапазон оптимальных темпера тур на втулке в зоне верхних колец при положении поршня в в.м.т. со ставляет 150…220 °С у дизелей с максимальным давлением сгорания до 8 МПа. Для форсированных дизелей с рmax 12 МПа этот диапазон достигает 170…200 °С. В процессе исследований на дизелях 6RD (рmax = 7,6 МПа) температура втулки в зоне первого кольца при ВМТ со стороны выпуска составляла длительно 200…210 °С, удерживалась на уровне 280 °С в течение 2…3 ч и поднималась до 310 °С при схож дении замков. Интенсивного изнашивания с отказом элементов пары «втулка – кольцо» не произошло. Однако через 5 тыс. ч последовал от каз из-за деформации и потери упругости верхних поршневых колец на некоторых цилиндрах.

На рис. 2 показан характер изменения температуры по высоте втул ки дизеля 6RD76 в режиме эксплуатационной нагрузки рix = 0,88рiн.

На участке а при нормальном уплотнении в паре температура втулки в зоне первого поршневого кольца в в.м.т. (К4) составляла 185…195 °С с одним кратковременным выбегом до 203 °С за 6 часов.

В районе четвертого уплотнительного кольца в в.м.т. (К5) температура удерживалась на уровне 130 °С. Более значительный всплеск темпера туры К5 по сравнению с К4 в конце первого часа наблюдения указыва ет на прохождение замка кольца № 3 или № 4 в плоскости установки термопар.

Длительный выход температуры втулки за критические значения и ее неустойчивый характер указывают на вероятность значительного ухудшения уплотняющей способности колец, для восстановления ко торой потребуется ревизия цилиндра.

3. Оценка подвижности поршневых колец Подвижность колец – важный фактор нормальной работы элемен тов ЦПГ. Благодаря вращению колец обеспечивается большая равно мерность изнашивания втулки и колец по окружности;

уменьшается их удельный износ. В связи с лучшим распределением смазки по по верхности втулки предотвращается длительный перегрев деталей ЦПГ в районе замков колец и в плоскости их движения, уменьшается тен денция к залеганию колец.

t, C a1 K K a K 340 K K4 3 = 150 ч б а 1 = 0 ч K а 2 = 24 ч K n = 112 мин–1 n = 111 мин– n = 112 мин– а б K K4 a K K a а K K a, ч 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Рис. 2. Характер изменения температуры втулки двигателя 6RD по высоте при различных условиях уплотнения в режиме рi = 0,84 МПа Скорость вращения колец зависит от состояния и геометрии по верхностей трения, условий их смазывания, контактных усилий, каче ства центровки деталей кривошипно-шатунного механизма и других малоизученных факторов. О скорости движения кольца можно судить по времени прохождения замком плоскости установки термопары.

Этот период характерен высокими и относительно стабильными зна чениями температуры. В начале и в конце названного периода наблю даются резкие колебания температуры, обусловленные наличием зон некачественного уплотнения вблизи кромок замка.

Температура на втулке обычно фиксируется в зоне остановки пер вого или второго кольца в в.м.т. в двух диаметрально противоположных направлениях, поэтому моменту прохождения замка мимо термопары одного борта с характерными высокими температурами будут соответ ствовать ее минимальные значения на противоположной стороне. Пол ный период и полупериод поворота замка от одной термопары до дру гой зависит от скорости вращения кольца и диаметра цилиндра.

По данным измерений на дизелях типа RD повышение температуры втулки в районе замка достигает 30…40 °С. Дополнительный прогрев втулки, обусловленный движением замка в районе термопары, продол жается от 20…30 минут у дизеля 6RD76 и до 8…12 часов – у 9RD90.


На рис. 2, а зафиксировано схождение замков нескольких колец, в ре зультате чего температура зеркала цилиндра достигла значений 310 °С под первым и 250 °С под четвертым кольцом при положении поршня в ВМТ. Соответственно возросли температуры в верхней части втулки К (бурт), а также в зоне выпускных окон К8 и К80 (над центром выхлопного окна и в районе охлаждаемой перемычки выхлопного окна).

Замеченные в эксплуатации увеличение или уменьшение скорости вращения колец являются результатом изменения технического со стояния поршневых колец и поверхностей трения.

4. Потеря упругости, поломка, залегание верхних колец В практике эксплуатации двигателей, имеющих высокую темпера туру втулки в районе пакета колец в в.м.т., а также в поршневых ка навках верхних колец, часто отмечаются отказы в работе поршневых колец. Значительные локальные перегревы колец приводят к потере упругости и далее к поломке или залеганию поршневых колец. Нару шение уплотнения в верхней части пакета колец приводит к перегреву втулки и значительному повышению температуры зеркала цилиндра.

На рис. 2, б показан характер изменения температуры втулки под первым и четвертым поршневым кольцом (К4, К5) после потери упру гости верхних колец. Температура К4 возросла на 100 °С, К5 – на 80 °С. Контроль в течение нескольких суток показал, что значитель ных колебаний температуры, характерных для периодически возни кающего уплотнения в паре, не наблюдается.

Стабильно высокая температура, фиксируемая одновременно в двух диаметральных сечениях в течение нескольких часов, указывает на поломку колец либо потерю их упругости.

Контроль теплового состояния цилиндровой крышки Информация о тепловом состоянии втулки в районе пакета порш невых колец в в.м.т. не является достаточной для суждения о качестве индикаторного процесса в цилиндре дизеля. Преобладающее влияние на температуру втулки может оказать качество уплотнения в паре «втулка – кольцо».

Тепловое состояние деталей, образующих камеру сгорания, фор мируется под воздействием параметров рабочего тела и поэтому тесно связано с характером протекания рабочего процесса. При неизменных условиях охлаждения температура поршня или крышки цилиндра от ражает суммарное тепловое воздействие от различных эксплуатаци онных факторов, формирующих тепловую нагрузку.

Из конструкционных соображений термопары предпочтительней устанавливать на цилиндровой крышке. Горячий спай термопары за делывается на глубине 5…8 мм от огневой поверхности крышки. Тер мопару желательно устанавливать в характерной по условиям тепло вого нагружения зоне (в периферийной части, в направлении движе ния факела, на участках с меньшей эффективностью охлаждения).

Тепловой контроль на деталях камеры сгорания позволяет:

1) оценить реальное тепловое состояние наиболее нагруженных деталей ЦПГ в любых эксплуатационных условиях;

2) контролировать качество рабочего процесса в каждом цилиндре, ориентируясь на относительное изменение температуры на крышке или поршне в процессе эксплуатации дизеля;

3) выявлять нарушения в функционировании топливной аппарату ры на отдельных цилиндрах по внезапному изменению их теплового состояния;

4) назначать предельные режимы по ограничительной характери стике, исходя из допускаемых уровней тепловой напряженности.

Список литературы 1. Возницкий, И. В. Контроль и диагностика технического состоя ния судовых дизелей / И. В. Возницкий. – М : В/О « Мортехинформ реклама », 1984.– 35 с.

2. Кучеров, В. Н. Организация рабочего процесса, контроль и регу лирование в судовых ДВС : учебн. пособие / В.Н. Кучеров. – Владиво сток : ДВГМА, 1999. – 86 с.

УДК 621.436.004:629. В. Н. Кучеров АНАЛИЗ РАБОТОСПОСОБНОСТИ И РЕСУРСНЫХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ЦИЛИНДРО-ПОРШНЕВОЙ ГРУППЫ ДИЗЕЛЕЙ 6L35MC НА СУДАХ ТИПА «АМУР»

В ДВМП дизели 6L35MC установлены на однотипных судах «Амур» и «Уссури» дедвейтом 5472 т. Дизели имеют номинальную мощность 3360 кВт при 200 об/мин и работают на ВРШ. Суда по строены на верфи в г. Комсомольск-на-Амуре. Теплоход «Амур»

вступил в эксплуатацию 26 февраля 1997 г.

К началу 2006 г. главный двигатель отработал 30625 часов. Тепло ход «Уссури» принят в эксплуатацию в 2002 г. и отработал 14000 ча сов к концу 2005 г.

В технической службе пароходстве отсутствует обстоятельная информация, отражающая все стороны технической эксплуатации главных двигателей. В квартальных отчетах сообщаются наработки до моточисток и в отдельных случаях причины внеплановых моточисток, которые чаще всего связаны с запредельными износами канавок поршней.

Из обрывочных данных можно заключить, что дизели эксплуати руются на тяжелых топливах типа М 40 с вязкостью в пределах сСт при 50 С. Эксплуатационная нагрузка составляет 2200… кВт при 180 об/мин, что соответствует 65…75 % от номинальной мощности.

В табл. 1 показаны периоды между моточистками цилиндров с I квартала 2002 г. (наработка главного двигателя 17000 ч) по III квар тал 2005 г. (наработка 30625 ч). Данных с постройки и до I квартала 2002 г. в пароходстве не оказалось.

За отмеченные 13625 часов выполнено 18 подъемов поршней.

Таблица Период между моточистками цилиндров т/х «Амур»

Средний № цилиндра Наработка между моточистками, ч период, ч Цилиндр №1 8402 7992 Цилиндр №2 9073 5078 7075, Цилиндр №3 3768 5830 5653 Цилиндр №4 6086 3079 4250 5958 Цилиндр №5 7046 5093 3404 1740 Цилиндр №6 8799 4726 5558 Средний период между моточистками составил 5641 ч. По сооб щению специалистов технической службы пароходства срок службы заводских головок достигает 10000 ч. Однако имеется сообщение с судна от 29 августа 2000 г., что головка цилиндра № 2 БМЗ отработа ла только 5100 ч. Зазор в первой канавке достиг 0,9 мм при макси мально допустимом 0,6 мм. Установочный зазор 0,30…0,35 мм. На цилиндре № 6 к 20 июня 1999 г. сработалась заводская головка и вос становленная (4000 ч). В этом же документе имелась заявка Славян скому СРЗ на восстановление трех головок с упрочением методом азотирования.

В дальнейшем восстановление головок производилось на фирме «Ремдеталь» в г. Находка.

Хорошие отзывы о качестве восстановления головок в Китае по цене ниже, чем на наших заводах.

В таблице 2 приводятся замеры зазора в канавках поршней на IV квар тал 2002 г. Головки восстанавливались на фирме «Ремдеталь».

Таблица Зазор в канавках № цилиндра Наработка, ч 1 2 3 Цилиндр №1 7626 0,95 0,55 0,45 1, Цилиндр №2 9074 0,95 0,65 0,65 0. Цилиндр №3 2673 0,5 0,35 0,35 0, Цилиндр №4 2371 0,45 0,35 0,45 0, Цилиндр №5 1209 0,50 0,30 0,30 0, Цилиндр №6 88 0,35 0,35 0,30 0, Из других отказов упоминаются два случая поломки колец. Ак цента на частые отказы выхлопных клапанов не замечается. Восста новление выхлопных клапанов производилось на базе технического обслуживания флота «Балхаш». На дизелях типа LMC, так же как и на указанных выше, отмечаются трещины на приварных каналах рас пределения охлаждающей воды в цилиндровых крышках. Такие крышки сдают на ремонт в заводских условиях.

На теплоходе «Уссури» период наблюдения составил 13750 ч.

За указанное время проведено 24 подъема поршней (табл. 3).

В целом по двигателю средний период между подъемами поршней составил 3108 часов.

Как видно из таблицы вполне удовлетворительный наработок был получен только до первой моточистки, который составил 5439 часов.

К этому моменту был исчерпан ресурс головок поршней (см. табл. 2) и зазоры в канавках первых колец превысили допускаемые (кроме ци линдров № 1 и № 6). Особенно значительным износ наблюдался на цилиндрах № 5 и № 3. На цилиндре № 5 даже в канавке нижнего кольца зазор превысил допускаемый.

Таблица Период между моточистками цилиндров т/х «Уссури»

Средний № цилиндра Наработка между моточистками, ч период, ч Цилиндр №1 6290 3633 2904 904 Цилиндр №2 5518 4411 3097 Цилиндр №3 5241 3536 2113 448 Цилиндр №4 2337 2824 3330 1953 2396 Цилиндр №5 5161 3160 1578 1387 2077 Цилиндр №6 5241 2927 2122 Последующие моточистки связаны с заменой головок через 5000…6000 часов и, возможно, поршневых колец (не отражено в от четах). Полагаю, что на дизеле и, особенно, на цилиндрах № 3, 4, наблюдались интенсивные износы, которые не были своевременно выявлены, что привело к замене втулок № 4, 5 и, возможно, втулки № 3.

Официальная версия износа втулок объясняется неправильной ус тановкой фаз подачи масла лубрикаторами. Действительной причиной более низких, чем на т/к «Амур», ресурсных показателей может яв ляться несоответствующий уровень технической эксплуатации дизеля и недостаточный контроль за текущим состоянием деталей ЦПГ.

Дизели типа LMC различных поколений являются самыми рас пространенными на современных судах. Ресурсные возможности поршневой группы в основном зависят от уровня технической экс плуатации и могут сильно различаться даже в пределах одной группы судов. Плановые подъемы поршней на этих дизелях составляют 6000…8000 часов и могут колебаться от 200 до 14000 часов в зависи мости от условий работы пары трения «кольцо – втулка – канавка».

Нарушения в работе этих элементов могут выявляться как приборны ми, так и визуальными способами. Потеря геометрии этих деталей приводит далее к хроническим повышенным износам в парах трения, потере упругости и поломкам поршневых колец.

Ресурс головок поршней и ЦПГ в целом зависят не только от тех нологического совершенства деталей, но и от уровня технической эксплуатации. Слабой стороной этих двигателей является недопусти мо низкое качество распыливания топлива на малых нагрузках, что объясняется принятой системой « короткого впрыска ».

Вынужденная, без соответствующего контроля, работа на низких нагрузках может инициировать тотальные нарушения в работе цилин дро-поршневой группы дизеля.

УДК 662.6/ Г. Г. Галстян СРАВНЕНИЕ КОНСТРУКЦИЙ САМООЧИЩАЮЩИХСЯ ФИЛЬТРОВ ТОПЛИВ И МАСЕЛ ЗАРУБЕЖНОГО ПРОИЗВОДСТВА, ПРИМЕНЯЕМЫХ НА СУДАХ В современном судостроении наметилась тенденция к увеличению уровня автоматизации не только главных, но и вспомогательных ме ханизмов. И всё более актуальным становится вопрос автоматизации процессов очистки фильтрационных установок топлив и масел. На се годняшний день существует две наиболее распространённые на флоте марки саморегенерирующихся фильтров – это «Moatti» и «Bull & Kirch»

Рассматривая конструкцию самоочищающегося фильтра «Моат ти» французского производства (рис. 1), в первую очередь хочется отметить, что фильтрующие элементы собраны в блок. Элементы, раз делённые между собой рёбрами, состоят из корпуса и фильтрующего экрана. Блок фильтрующих элементов с гильзой, направляющими штангами, пружинами и фланцами монтируется на распределитель, образуя фильтрующее устройство. Секции, разделённые рёбрами, об разуют двенадцать независимых фильтрующих секторов. Фильтрую щее устройство монтируется в корпус фильтра. Дифманометр и смот ровой лючок крепятся к корпусу фильтра. Масло для очистки, попадая в фильтр, подаётся распределителем в 11 из 12 секторов. Твёрдые час тицы задерживаются фильтрующим материалом и очищенное масло поступает к двигателю. Раннее задержанные частицы удаляются из двенадцатого сектора посредством обратной промывки небольшим количеством отфильтрованного масла и через канал в распределителе поступают в трубопровод обратной промывки, а затем возвращаются в танк циркуляционного масла.

Распределитель, приводимый в действие гидромотором, располо женным в верхней части корпуса фильтра, вращается дискретно, по давая масло для фильтрации в одиннадцать секторов и для обратной промывки – в двенадцатый. Таким образом, за один полный оборот распределителя, что занимает 3…5 минут в каждом из двенадцати секторов произойдёт обратная промывка. Дифманометр, установлен ный между входными и выходными фланцами фильтра, указывает пе репад давления и сигнализирует о ненормальной работе, если по ка ким-либо причинам перепад превысил максимально допустимое зна чение, что свидетельствует о возникновении неполадок в масляной системе. Поток для осуществления автоматической обратной промыв ки возникает из-за разности давлений между выходами отфильтро ванного масла и масла после обратной промывки.

Рис.1. Принципиальная схема и фильтрующий элемент самоочищающегося фильтра «Моатти»

Уникальной особенностью автоматического фильтра «Моатти»

является:

– прочные дисковые фильтрующие элементы;

– непрерывная автоматическая промывка;

– отфильтрованное масло приводит в действие процесс обратной промывки;

– постоянный перепад давления на фильтре;

– компактность и легковесность.

В качестве основных преимуществ следует отметить:

– прочность конструкции, снижающую вероятность поломки фильтрующего элемента;

– непрерывная обратная промывка значительно сокращает залипа ние задержанных частиц к поверхностям фильтра, в результате нет необходимости в ручной очистке фильтрующих элементов, обеспечи вается малый перепад давления на фильтрующих элементах, что ещё больше снижает вероятность их поломки;

– использование отфильтрованного масла для процесса обратной промывки не требует подвода к фильтру электропитания или сжатого воздуха;

– фильтр работает более 12 тыс. часов между осмотрами и очисткой;

– постоянный перепад давления на фильтре с использованием дифманометра облегчает поиск неисправностей в масляной системе;

– прост в установке и для переоборудования в целях усовершенст вования существующих фильтрационных установок.

В качестве недостатков следует отметить то, что:

– на данном фильтре нет грязесборника, промывное масло или сбрасывается обратно в цистерну смазочного масла, или очищается в центрифуге;

– по сравнению с «Boll und Kirch 6.33» фильтр «Moatti» способен работать без ремонта и регулировки гораздо меньше.

На рис. 2 показан общий вид самоочищающегося фильтра «Boll und Kirch 6.33». Фильтры этого типа выпускаются как с ручным, так и с автоматическим управлением. Он состоит из основания, картера с распределительным механизмом и золотником управления, располо женного в крышке фильтра, фильтровальных камер. В конструкции фильтра предусмотрен также поворотный механизм (сервомотор), ав томат удаления воздуха, предохранительный клапан.

Рис. 2. Автоматический самоочищающийся фильтр «Boll & Kirch 6.33»

Основу конструкции фильтра составляет картер, имеющий сооб щающиеся каналы для подвода и отвода фильтруемой жидкости. В центральной его полости размещается распределительный механизм с горизонтальной цилиндрической перегородкой в форме диска, кото рая разобщает полости входа и выхода.

Распределительный механизм не только разделяет полости подво да грязного масла и отвода от него очищенного, но и распределяет его по фильтровальным камерам и осуществляет организацию обратного потока для удаления отложений с фильтрующих элементов.

Внутри распределительной втулки помещается золотник управле ния, верхняя часть которого имеет форму поршня, посредством кото рого он перемещается под действием давления управляющего им пульса воздуха. Снизу к золотнику крепится тарелка клапана, которая при посадке на гнездо запирает выход к трубопроводу спуска грязи. К верхнему торцу распределительной втулки крепится поворотный вал.

Сверху вал заканчивается рычагом ручного переключения. Поворот ный механизм (сервомотор), представляющий собой поршень, дви жущийся в цилиндре, через шток кинематически связан с поворотным диском, посредством которого осуществляется воздействие на пере дающий вал.

Крышка имеет форму колпака. Пространство, заключенное между колпаком и втулкой (валом), образует резервуар, в котором находится воздух, необходимый для однократной продувки одной фильтроваль ной камеры.

Фильтровальные камеры располагаются на картере вертикально, на равном удалении от его центра, симметрично основной продольной оси фильтра. Каждая камера состоит из держателя фильтрующих эле ментов, жестко закрепляемого в гнезде картера над каждым выход ным отверстием. На держателе крепятся фильтрующие элементы, число которых зависит от типоразмера фильтра. В верхних частях фильтровальных камер установлены устройства поплавкового типа для автоматического удаления из них воздуха.

Фильтр работает следующим образом. Загрязнённый нефтепро дукт поступает в нижнюю кольцевую полость картера, расположен ную под разделительным диском распределительной втулки. В зави симости от её положения он поступает во все или во все, кроме одно го, нижние отверстия, располагаемые по периметру центральной ци линдрической полости картера. Далее по соответствующим каналам грязное масло (топливо) поступает в фильтровальные камеры и, про ходя через фильтрующие элементы, очищается. Отфильтрованная жидкость из внутренних полостей фильтрующих свечей через полые наконечники и верхние отверстия в центральной полости картера по падает в зону очищенного нефтепродукта, а оттуда – к потребителю.

По мере загрязнения фильтрующих элементов, фиксируемого дос тижением на фильтре перепада давлений 0,06…0,1 МПа, производит ся их очистка. С этой целью при помощи рычага ручного переключе ния через цепной зажим посредством передающего вала распредели тельный механизм ставится в такое положение, что верхняя и нижняя полость распределительной втулки через каналы в её сегментном вы ступе сообщаются с входным и выходным отверстиями данной каме ры. О том, какая из камер очищается, можно судить по меткам, нане сённым на поворотном диске.

На рис. 2 показан такой момент, когда изображенная камера выве дена из процесса фильтрования и подготовлена для очистки. Проворот распределительного механизма в положение «очистка» может осуще ствляться также автоматически с помощью сервомотора.

Шлам совместно с грязным маслом и воздухом со скоростью не менее 10 м/с удаляется в грязесборник. Поочередно при установлении распределительного устройства против каждой фильтровальной каме ры производится очистка её фильтрующих элементов. В автоматизи рованных фильтрах, работающих по программе с резервированием, если очистка элементов одной из камер привела к падению перепада давления ниже установленного уровня, процесс промывки прекраща ется. Распределительное устройство устанавливается в таком положе нии, что очищенная камера находится в резерве. При новом повыше нии перепада давлений будет производиться очистка следующей ка меры, а резервная включится в процесс фильтрования. Если перепад давления не снижается, то промывка будет продолжаться вплоть до очистки всех камер.

Анализ эксплуатации самоочищающихся фильтров «Boll & Kirch»

на судах показал перспективность применения фильтров типа 6.33.

Основным их достоинством является низкая трудоёмкость техниче ского обслуживания и высокая надёжность работы. Для данного фильтра трудозатраты на технической обслуживания составляют 4…6 чел-ч. на 1 тыс. ч. работы. При фильтровании моторных масел с высокими моюще-диспергирующими свойствами фильтр 6.33 может эксплуатироваться без ремонта и регулировки 5…9 мес. Наработка на отказ у него составляет 2,7 тыс. ч. У других фильтров этот показатель в 1,4…3,2 раза меньше.

Использование такого фильтра с тонкостью отсева 32 мкм в сис темах маслоочистки позволяет поддерживать скорость изнашивания шеек коленчатого вала СОД на уровне 3…12 мкм на 1 тыс. ч. работы, что в 1,6…2,8 раза ниже, чем при полнопоточном фильтровании масла фильтрами грубой очистки. Потери нефтепродукта при автоматиче ской промывке фильтра составляют от 1 до 20 дм 3 на каждую продув ку. В других фильтрах на единицу пропускной способности прихо дится расходовать при самоочистке рабочих органов в 1,8…4,6 раза больше жидкости.

В качестве недостатков данного фильтра следует отметить, что он более сложный по конструкции, чем «Моатти», а также требует подвода дополнительного источника энергии для работы системы регенерации.



Pages:     | 1 || 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.