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. 25/2008 УДК 629.5.083.5(06) ББК Вестник Морского ...»

-- [ Страница 2 ] --

Были исследованы структура и свойства покрытий из сплавов ма рок ПГ-12Н-01, ПГ-12Н-02, ПР-Н77Х15СЗР2, полученных напылени ем с последующим оплавлением пламенем газовой горелки. Химиче ский состав порошковых материалов приведен в таблице. Для провер ки достоверности полученных данных в работе использованы методы статистического анализа с применением прикладных программ Excel.

Химический состав исследуемых самофлюсующихся порошковых сплавов Содержание легирующих элементов, % Марка материала Сr В Si Fe С Ni ПГ-12Н-01 8–14 1,7–2,8 1,2–3,2 2–5 0,3–0,6 74,4–86, ПГ-12Н-02 10–16 2,0–4,0 3,0–5,0 3–6 0,4–0,8 68,2–81, ПР-Н77Х15СЗР2 14–16 1,8–2,3 2,8–3,5 до 5 0,35–0,6 72,6–76, На абразивную износостойкость образцы испытывались в соответ ствии с ГОСТ 23.208–79 в условиях износа об абразивные частицы, подаваемые в зону трения и прижимаемые к образцу вращающимся резиновым роликом. Износ определялся методом сопоставления с из носом эталонного образца из стали 45. Причем для имитации изнаши вания в условиях эксплуатации проводилось определение износостой кости после послойного (на 0,3…0,5 мм) стачивания нанесенного по крытия. Минимальная толщина составляла около 0,45 мм, что соот ветствует наименьшим толщинам покрытий, используемых для по вышения износостойкости деталей в практике эксплуатации изделий с такими покрытиями.

Металлографический анализ показал, что микроструктура иссле дованных покрытий состоит из зерен -твердого раствора на основе никеля разной степени легированности, боридной (карбоборидной) эвтектики, а также карбидов типа Ме23С6, Ме7С3 и Ме2С3. Соотноше ние разных структурных составляющих в покрытиях из разных спла вов различно (рис. 1).

Твердость на поверхности нанесенных покрытий составляет 45…54 HRC, что примерно соответствует твердости закаленной сред неуглеродистой стали, а относительная износостойкость находится в пределах от 2,2 до 8,1. Однако для исследованных марок сплавов сис темы Ni – Cr – B – Si – C прямой корреляции между твердостью и из носостойкостью не выявлено. Например, покрытие марки ПГ-12Н- имеет твердость 52 HRC, марки ПР-Н77Х15СЗР2 – 49 HRC, марки ПГ-12Н-01 – 45 HRC, но их относительная износостойкость составля ет 4,8;

8,1 и 2,2, соответственно. Это объясняется особенностями мик роструктуры сплавов и, в первую очередь, различными типами твер дых включений, их морфологией и распределением в матрице. На пример, в сплаве марки ПГ-12Н-02 упрочняющие частицы менее дис персные, эвтектика более грубая, чем в сплаве марки ПР Н77Х15С3Р2, что при почти одинаковой твердости приводит к сни жению износостойкости почти в два раза. Поэтому судить об эксплуа тационных свойствах изделий с такими покрытиями только на осно вании величины твердости сплава нельзя.

Рис. 1. Микроструктура покрытий из самофлюсующихся сплавов на никелевой основе: марки ПГ-12Н-01 (а), ПГ-12Н-02 (б) и ПР-Н77Х15С3Р2 (в) Твердость поверхности покрытия и износостойкость при увеличе нии толщины нанесенного покрытия меняются по кривой с максиму мом (рис. 2, 3). Это связано с особенностями технологиинапыления, приводящими к различиям в структуре разных слоев покрытия.

ПГ-Н12- ПГ-Н12- ПР-Н77Х15С3Р Твердость, HRC 0 6 2 Толщина покрытия, мм Рис. 2. График зависимости твердости от толщины покрытия 12 ПГ-Н12- ПГ-Н12- ПР-Н77Х15С3P Износостойкость Н77Х15С3Р2Н 0,5 6,5 8, 2,5 4, Толщина покрытия, мм Рис. 3. График зависимости относительной износостойкости от толщины покрытия Сначала по мере увеличения толщины напыленного слоя эти ха рактеристики возрастают, что можно объяснить более полным про плавлением материала покрытия и, вследствие этого, уменьшением пористости. Затем наблюдается снижение твердости и износостойко сти, поскольку при получении покрытия большой толщины, когда приходится наносить несколько слоев, вследствие повторных нагре вов формируется более крупнозернистая и менее дисперсная структу ра и, кроме того, при большой толщине покрытия из-за замедления скорости теплоотвода в поверхностном слое может наблюдаться большее количество выделяющегося -твердого раствора и меньшее количество дисперсных упрочняющих фаз.

Анализ графиков свидетельствует, что при этом твердость и изно состойкость покрытия марки ПГ-12Н-01 по толщине слоя меняются незначительно, поэтому при используемой технологии нанесения та кое покрытие целесообразно применять при минимально допустимой толщине наплавленного слоя. Покрытия марок ПГ-12Н-02 и ПР Н77Х15С3Р2 обеспечивают наилучшую износостойкость при толщи не покрытия в пределах 1,5…2 мм.

Для исследуемых марок сплавов ПГ-12Н-01, ПГ-12Н-02 и ПР Н77Х15С3Р2 системы Ni – Сr – В – Si – С получены новые данные по пористости покрытий. Пористость по мере увеличения толщины на несенного покрытия сначала возрастает до определенной величины:

для ПГ-12Н-01 до 22 %, для ПГ-12Н-02 до 6 %, для ПР-Н77Х15С3Р до 16 %, что объясняется увеличением дефектности структуры по крытия. Затем пористость уменьшается, так как при большой толщине нанесенных слоев оплавление происходит преимущественно с по верхности, что уменьшает количество пор и мешает проплавлению глубинных слоев. Полученные экспериментальные результаты под тверждают теоретические данные о характере пористости при наплав ке порошковых покрытий.

Установлено, что до определенного значения пористости: для ПГ 12Н-01 – до 2,5 %, для ПГ-12НГ-02 – до 2 %, для ПР-Н77Х15С3Р2 – до 3,5 % – увеличение пористости приводит к уменьшению износостой кости, что объясняется уменьшением когезионного взаимодействия между частицами (рис. 4).

При дальнейшем увеличении пористости наблюдается резкое уве личение износостойкости, что объясняется изменением механизма ис тирания вследствие взаимодействия частиц абразива и поверхностны ми порами.

ПГ-Н12- ПГ-Н12- ПР-Н77Х15С3Р Износостойкость 0 6 2 Пористость, % Рис. 4. Зависимость относительной износостойкости от пористости Список литературы 1. Копцева, Н. В. Фазовые и структурные превращения в сталях :

сб. науч. тр. : вып. 1 / Н. В. Копцева, М. В. Чукин, М. П. Барышников и др. – М. : Изд-во МГТУ им. Баумана, 2002. – С. 240–248.

2. Юзов, А. Д. Исследование влияния плазменных установок и ре жимов процесса на прочностные свойства покрытий / А. Д. Юзов // Наука морскому флоту на рубеже XXI века : тез. докл. регион. науч. техн. конф. – Владивосток : Изд-во ДВГМА им. Г. И. Невельского, 1998. – С. 114–118.

УДК 621. С. Б. Малышко, В. В. Тарасов ОСОБЕННОСТИ ВЛИЯНИЯ ИСХОДНОЙ СТРУКТУРЫ СТАЛИ НА РЕЗУЛЬТАТЫ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ При высокоскоростном нагреве, характерном для электромехани ческой обработки (ЭМО), взаимосвязь исходного состояния стали и термических параметров образования аустенита приобретает особен но большое значение. Поскольку в одной и той же стали можно соз дать существенно разное расположение цементитных частиц в фер ритной матрице, то можно, таким образом, сильно облегчить или, на оборот, затруднить образование аустенита при быстром нагреве [1].

В работах [2, 3] предложены математические модели структурных превращений в пластинчатом и зернистом перлите при нагреве и представлены результаты расчетов времени диффузионного превра щения перлита разной дисперсности в аустенит.

Расчеты показали, что чем больше степень дисперсности феррито карбидной смеси, тем с большей скоростью перлит переходит в аусте нит при нагреве, а время полного диффузионного превращения для зернистого перлита разной дисперсности несколько выше, чем для пластинчатого перлита.

При электромеханической обработке доэвтектоидной стали, со гласно выполненным расчетам [4], только часть объема феррита охва чена диффузионным превращением, т. е. полное диффузионное пре вращение структурно свободного феррита в аустенит в доэвтектоид ной стали в исследуемом интервале температур невозможно.

В настоящей работе поставлена задача экспериментального под тверждения расчетов путем исследования электромеханического уп рочнения сталей с разной исходной структурой.

Методика эксперимента Для исследования взяты сталь У8 с исходной отожженной и нор мализованной структурой, сталь 45 после улучшения и сталь 35 без предварительной термообработки, которые были повергнуты элек тромеханическому упрочнению по режиму: сила тока I = 800 А;

сила прижатия ролика Р = 300 Н;

окружная скорость обработки V = 3,4 м/мин;

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

Оценка микротвердости по локальным микрообъемам поверхно стного слоя проведена на приборе ПМТ-3 при нагрузке 0,98 Н. Рас стояние между отпечатками составляло 50 мкм. Статистическая обра ботка полученных результатов осуществлялась на базе 50 отпечатков.

Микроструктура сталей исследована после травления шлифов в 4 % ном растворе азотной кислоты в этиловом спирте на металлографиче ском микроскопе NEOPHOT 21 при увеличении от 100 до 500 крат.

Рентгенографический фазовый анализ проведен на установке ДРОН-2 в железном К – излучении.

Результаты исследований и их обсуждение Рентгенографический анализ сталей У8 и 45, упрочненных ЭМО, показал, что во всех случаях в поверхностных слоях образцов имеется мартенсит и цементит. Однако на всех дифрактограммах мартенсит ный дуплет не расщеплен. Это свидетельствует о том, что содержание углерода в мартенсите менее 0,6 % по массе и может быть объяснено тем, что диффузионный процесс перлито-аустенитного превращения реализуется на стадии образования неоднородного по концентрации углерода аустенита и не полностью растворившихся частиц перлитно го цементита. Последующее охлаждение приводит к образованию ма лоуглеродистого мартенсита. В стали У8 обнаружен остаточный ау стенит в пределах 6…10 %.

При электромеханическом упрочнении стали в поверхностном слое образуется светлая нетравящаяся полоса – «белый» слой (рис. 1), кото рый представляет из себя бесструктурный мартенсит. На рисунке вид но, что «белый» слой нормализованной стали (рис. 1, а) имеет большую глубину, чем отожженной (рис. 1, б). Исходная микроструктура иссле дуемой стали У8 после отжига представляет собой крупнопластинча тый перлит 8-го балла дисперсности, что соответствует межпластинча тому расстоянию = 1,6 мкм, а после нормализации – тонкопластинча тый перлит (сорбит) с межпластинчатым расстоянием = 0,4 мкм. Со гласно расчетам, для реализации полного диффузионного превращения тонкопластинчатого перлита указанной дисперсности в аустенит при 900 °С требуется время = 3,2010–4 с, а для крупнопластинчатого ( = 1,6 мкм) перлита на порядок больше ( = 5,1210–3 с), поэтому про цесс аустенитизации тонкопластинчатого перлита распространяется на более значительную глубину, что соответствует увеличению глубины белого слоя.

а б Рис. 1. Микроструктура упрочненного ЭМО поверхностного слоя стали У8 в зависимости от предшествующей термообработки:

а – после нормализации;

б – после отжига. х Распределение средней микротвердости по толщине упрочненного ЭМО поверхностного слоя сталей У8 и стали 45 показаны на рис. 2.

Поверхностная микротвердость (пологие участки кривых) нормализо ванной стали У8 (кривая 3) существенно больше, чем отожженной (кривая 1). Это объясняется тем, что более высокая степень дисперс ности карбидов нормализованной стали по сравнению с отожженной, способствует более полному их растворению в образующемся при ЭМО аустените, что приводит к получению в «белом» слое более твердого мартенсита. Круто падающие участки кривых микротвердо сти соответствуют переходному слою, на протяжении которого (от 0,1 до 0,2 мм) твердость уменьшается до исходной.

Рис. 2. Распределение средней микротвердости Н по глубине закаленного слоя сталей после ЭМО:

1 – сталь У8 после отжига;

2 – сталь 45 после улучшения;

3 – сталь У8 после нормализации На рис. 2 представлен график распределения микротвердости по глубине упрочненного слоя (кривая 2), а на рис. 3 микроструктура уп рочненного ЭМО поверхностного слоя стали 45. Конфигурация кри вой 2 качественно не отличается от ранее рассмотренных кривых 1 и 3.

Исходная структура исследуемой стали 45 представляет собой сорбит отпуска, ориентированный по бывшему мартенситу, дисперс ность которого определялась по стандартным шкалам зернистого пер лита и соответствовала 5-му баллу со средним диаметром зерен це ментита 1,2 мкм. Среднее расстояние, измеренное между зернами це ментита, составляет 0,6 мкм. Для зернистого перлита с такой дисперс ностью для полной аустенитизации при 900 °С потребуется, согласно расчетам время = 8,5710-4 с, которое не больше времени теплосило вого воздействия при ЭМО. Поэтому на рис. 3 наблюдаем «белый»

слой средней толщины у стали 45 (0,2 мм) по сравнению с нормализо ванной (0,3 мм) и отожженной (0,1 мм) сталью У8 (рис. 1), так как дисперсность перлита стали 45 тоже средняя.

Рис. 3. Микроструктура упрочненного ЭМО слоя стали с исходной структурой сорбита отпуска. х Поверхностный слой стали 35, подвергнутой электромеханиче скому упрочнению (рис. 4), имеет феррито-мартенситную структуру.

На рисунке отчетливо видны участки бесструктурного мартенсита (средняя микротвердость Н = 8,2 ГПа), которые имеют вид сплошных «белых» зерен, соответствующих по размерам, конфигурации и рас положению бывшим перлитным колониям.

Феррит поверхностного слоя (средняя микротвердость Н = 1,95 ГПа) сильнее растравливается реактивом по сравнению с ферритом исход ной структуры. Это можно объяснить тем, что в поверхностном слое феррит претерпевает наклеп в результате силового воздействия обра батывающего инструмента. Исследования микроструктуры стали после ЭМО хорошо согласуются с расчетами. Времени тепло-сило вого воздействия недостаточно для полной аустенитизации исходной феррито-перлитной структуры, но достаточно для полной аустенити зации перлита (межпластинчатое расстояние исходного перлита = 0,6 мкм, что согласно расчетам при 900 °С требует времени нагре ва = 7,2010–4 с).

Рис. 4. Микроструктура поверхностного слоя стали 35, после ЭМО с исходной феррито-перлитной структурой. х Выводы 1. Результаты электромеханической обработки значительно зави сят от исходной структуры упрочняемой стали.

2. Экспериментальные исследования показали, что с увеличением степени дисперсности карбидных частиц увеличивается толщина и микротвердость «белого» слоя, что связано с распространением про цесса аустенитизации перлита на большую глубину и более полном растворении карбидов в аустените.

3. Для обеспечения полной закалки поверхностного слоя доэвтек тоидных сталей при электромеханической обработке необходимо про ведение предварительной термической обработки для получения структуры, не содержащей избыточного феррита, и представляющей собой ферритокарбидную смесь с равномерным распределением кар бидной фазы. Рекомендуемая предварительная термическая обработка – улучшение, а микроструктура – сорбит отпуска.

Список литературы 1. Кидин И. Н. Физические основы электротермической обработки металлов и сплавов / И. Н. Кидин. – М. : Металлургия, 1969. – 376 с.

2. Малышко С. Б. Особенности диффузионных превращений при электромеханической обработке / С. Б. Малышко, Т. Г. Белейчева, В. В. Тарасов // Материалы пятой международной научно-практичес кой конференции «Проблемы транспорта Дальнего Востока». – Вла дивосток: ДВО РАТ, 2003. – С. 495–498.

3. 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.

4. Тарасов В. В. Исследование фазовых превращений углероди стых сталей при электромеханической обработке / В. В. Тарасов, С. Б. Малышко // Материалы шестой международной научно-прак тической конференции «Проблемы транспорта Дальнего Востока». – Владивосток: ДВО РАТ, 2005. – С. 31–32.

УДК 621.436:629. С. А. Худяков ПОСЛЕДСТВИЯ ОТКАЗА ШАТУННОГО ПОДШИПНИКА ГЛАВНОГО ДИЗЕЛЯ Т/Х «ПРОФЕССОР БАРАБАНОВ»

Повреждение главного двигателя № 1 произошло 9 ноября 2004 го да, когда т/х «Профессор Барабанов» следовал с грузом из порта Дубаи (ОАЭ) в Китай. Движение судна осуществлялось на одном главном двигателе (ГД) № 1.

Теплоход «Профессор Барабанов» представляет собой одновинто вое судно, с дизельной судовой силовой установкой, приспособленное для работы в условиях Арктики. Судно имеет следующие основные характеристики:

Длина наибольшая – 176,85 м Ширина – 24,50 м Высота борта – 15,20 м Осадка – 11,34 м Дедвейт – 23024,00 т Валовая вместимость – 18627,00 т Год и место постройки – 1983, судоверфь Valmet, г. Турку, Фин ляндия Силовая установка: – Главные двигатели – 2 ДВС, Sulzer тип 14ZV40/ – 15400 кВт при 560 мин– Суммарная мощность Во время перехода произошло снижение давления масла в цирку ляционной системе ГД № 1 с 0,5 МПа до 0,45 МПа. Работа двигателя была переведена на запасной масляный фильтр, но давление масла вновь снизилось до 0,46 МПа. После остановки главного двигателя № 1 было обнаружено:

– вкладыши шатунного подшипника № 5 провернулись в нижней головке шатуна;

– антифрикционный слой на вкладышах выплавлен (результат ин тенсивного нагрева при работе подшипника без смазки, т. к. масло подводящее отверстие было перекрыто);

– шатунная шейка имела круговые риски и трещины.

Отказ подшипника произошел через несколько десятков часов его работы после ревизии.

В порту Сингапур для устранения повреждения ГД № 1 с целью сохранения его коленчатого вала, а соответственно, уменьшения рас ходов на восстановление работоспособного состояния двигателя, на борт были приняты специалисты фирмы «Goltens Singapore Pte. Ltd.»

(Certificate № 0126-1994-AQ-SIN-UKAS выданный классификацион ным обществом DNV) для проточки поврежденной шейки коленчато го вала ГД № 1 под ремонтный размер без выемки коленчатого вала.

Для устранения повреждений, прежде всего трещин, шатунная шейка № 5 была прошлифована до предельного ремонтного размера с диаметра 330 до 325 мм. Однако одна из трещин не была устранена.

При этом вкладыши подшипника были изготовлены на указанный ре монтный размер и установлены при сборке дизеля. В дальнейшем мощность ГД №1 была снижена до 60 % от номинальной с одобрения фирмы изготовителя Sulzer-WARTSILA. При этом рекомендовалось для восстановления номинальной мощности заменить коленчатый вал в очередном ремонте.

Основными операциями технологического процесса ремонта ша тунной шейки цилиндра № 5 являлись:

– разборка шатунной шейки подшипника цилиндра;

– дефектация шатунной шейки;

– устранение дефектов в виде круговых рисок и трещин на по верхности шатунной шейки (проточка и шлифование);

– повторная дефектация шейки после проточки на предельный ре монтный размер (325 мм);

– пригонка вкладышей подшипника по нижней головке шатуна;

– сборка подшипника и всех деталей движения цилиндров № 5 и 10.

Прямые затраты по временному ремонту ГД № 1 со шлифовкой шатунной шейки № 5 и заменой вкладышей составили (в долларах США – USD) 70136,5 USD.

Во время ремонта судна основные операции технологического про цесса ремонта ГД № 1 с заменой коленчатого вала были следующие:

1. Подготовительные работы по демонтажу средств автоматики и сигнализации.

2. Разборка дизеля (по детальная с целью доставки блока цилинд ров в цех).

3. Вспомогательные работы в машинном отделении с изготовле нием технологического отверстия в носовой поперечной переборке для перемещения блока цилиндров в трюм № 4 с целью подъема и вы грузки его с судна, изготовление рамы под бок цилиндров и лежней под коленчатый вал.

4. Транспортные работы по доставке блока цилиндров в цех.

5. Дефектоскопия блока цилиндров, поршней, шатунов.

6. Ремонт блока цилиндров (напыление постелей рамовых под шипников и их механическая обработка).

7. Замена дефектных деталей: коленчатого вала, двух шатунов ци линдров № 5 и 10 и деталей крепления.

8. Проверка нового коленчатого вала на станке на предмет отсут ствия дефектов.

9. Подгонка вкладышей рамовых подшипников по постелям блока цилиндров после проверки их соосности.

10. Укладка коленчатого вала.

11. Доставка блока цилиндров на судно.

12. Сборка дизеля на судовом фундаменте.

13. Центровка оси коленчатого вала с валом редуктора.

14. Установка дизеля на судовом фундаменте на эпоксидный ком паунд после центровки с редуктором.

15. Проверка положения коленчатого вала дизеля по раскепам по сле установки на фундамент.

16. Вспомогательные работы по сборке и испытаниям систем ох лаждающей воды, топлива и масла.

17. Вспомогательные работы по заварке технологического отверстия в переборке, восстановлению трубопроводов в машинном отделении.

18. Швартовые испытания ГД № 1 у причала завода.

Фактическая стоимость ремонта ГД №1 с заменой коленчатого ва ла составила 255057,45 USD.

Стоимость запасных частей, использованных при устранении ава рии ГД № 1, составила 295386,23 USD (коленчатый вал с комплектом подшипников и детали крепления). Стоимость 1-го шатунного под шипника (2 вкладыша) – 963,40 USD [2]. Суммарная стоимость ре монтных работ по восстановлению работоспособного состояния ГД № 1 составила 620580,18 USD (см. таблицу).

Суммарная стоимость ремонтных работ и запасных частей Стоимость в USD № Вид затрат 1 Ремонт шатунной шейки № 5 коленчатого вала 70136, 2 Ремонт ГД №1 255057, 3 Стоимость запасных частей 295386, Суммарная стоимость ремонта 620580, На основании изложенного сделаны следующие выводы:

1. Отказ одного тонкостенного шатунного подшипника дизеля фирмы Sulzer типа 14Z40/48 привел к необходимости замены колен чатого вала и значительным материальным затратам в целом.

2. При ревизиях подшипников коленчатых валов во время ремонта дизелей необходимо строго соблюдать требования технологических условий с целью предотвращения их преждевременных отказов [1].

Список литературы 1. Дизели Зульцер типа Z40/48. Технические условия на ремонт, № УР31-452-863-90. – М. : ЦНИИМФ, 1990.

2. Худяков С. А. Детализированное обоснование перечня и стои мости выполненных работ, необходимости приобретения и установки запасных частей и материалов, согласно ремонтной ведомости верфи «Лифенг» на ремонт ГД № 1 т/х «Профессор Барабанов» / С. А. Худя ков. – Владивосток : ЗАО «Морская инженерная компания», 2007. – 18 с.

УДК 621.431. С. А. Худяков ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ОТКАЗЫ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ СУДОВЫХ ДИЗЕЛЕЙ Анализ отказов коленчатых валов двух судовых дизелей выполнен с целью установления причин аварийных ситуаций, связанных с на рушениями правил технической эксплуатации судовых дизелей.

В табл. 1 приведены основные сведения о дизелях и судах, на ко торых они установлены.

Вкладыши подшипников коленчатого вала первого дизеля залиты баббитом, второго – тонкостенные с антифрикционным слоем, со стоящим из бронзы и баббита. Диаметры шеек коленчатого вала рав ны: D1 = 320 мм и D2 = 330 мм.

Условия, при которых произошли отказы коленчатых валов, при ведены в табл. 2.

Таблица Основные сведения о дизеля и судах Частота Марка дизеля, Мощность, Судно, вращения, № фирма кВт тип мин- 1 S6B-MPTK 120 1200 «Аркадий Дуденков», Mitsubishi промысловое 2 14ZV40/48 7700 560 «Профессор Бараба Wartsila, Sulzer нов», сухогруз Таблица Условия, при которых произошли отказы коленчатых валов Наработка Давление масла, МПа № Причина дизеля, п/п низкого давления номинальное при аварии часы 1 10357* 0,45 0,06 Увеличенные зазоры 2 60** 2,2 0,45 Проворот вкладыша Примечания: * – после установки нового коленчатого вала (с постройки ди зель наработал 41089 часов);

** – после ревизии подшипника (с постройки дизель наработал более 80 тыс. часов).

Дизель типа S6B-MPTK заводской № 11729, 4-х тактный, 6-ти ци линдровый с зеркальной заклинкой мотылей коленчатого вала (моты ли 3 и 4 цилиндров находятся в одной плоскости). Порядок работы цилиндров: 1 – 5 – 3 – 6 – 2 – 4. По силам инерции 1 и 2-го порядков и моментам от них дизель уравновешен [1]. Однако, имеет значитель ный по величине внутренний неуравновешенный момент от сил инер ции вращающихся масс, действующий в плоскости мотылей 3 и 4-го цилиндров (рис. 1). Противовесы, отлитые вместе с щеками, только частично компенсируют его величину.

Рис. 1. Схема заклинки коленчатого вала дизеля: а) схема расположения мотылей коленчатого вала;

б) силы инерции вращающихся масс, дейст вующие на шатунные шейки;

в) эпюра внутреннего изгибающего момента от сил инерции вращающихся масс Относительное значение момента равно mв = 1.732 [1]. При поло жении мотылей 3 и 4-го цилиндров в ВМТ и НМТ на них также дей ствуют силы инерции 1 и 2-го порядков от поступательно движущих ся масс (поршня и части шатуна), вызывающие дополнительные цик лические напряжения изгиба в средней части вала.

Причина замены прежнего коленчатого вала аналогичная – задиры шеек из-за недостаточной смазки.

Разрушение коленчатого вала произошло по щеке между рамовой шейкой № 4 и шатунной 4-го цилиндра (см. рис. 2).

Рис. 2. Общий вид разрушенного коленчатого вала Плоскость поверхности излома расположена по нормали к моты лям 3 и 4 цилиндров (рис. 3 и 5). Это свидетельствует о действии из гибающего момента на коленчатый вал от сил инерции вращающихся масс (постоянная нагрузка), поступательно движущихся масс (цикли ческая нагрузка) и от результирующей давлений сгорания топлива в цилиндрах 3 и 4 (циклическая нагрузка). Значительный изгиб вала стал возможен после выплавления рамового подшипника № 4 в связи с изменением схемы нагружения (снята опора). Следует также учиты вать, что произошло значительное снижение прочностных характери стик стали при нагреве указанной рамовой шейки (выше 400 С).

Рис. 3. Место разрушения коленчатого вала по 4-й рамовой шейке дизеля типа S6B-MPTK фирмы Mitsubishi Рис. 4. Рамовая шейка № 5 с трещинами по образующим цилиндрической поверхности Рис. 5. Поверхность разрушения рамовой шейки № коленчатого вала С целью определения состояния стали шеек коленчатого вала бы ло произведено измерение твердости поверхностей всех его элемен тов. Результаты этих измерений приведены в табл. 3.

Результаты измерений твердости свидетельствуют о том, что ра мовая шейка № 4 была нагрета до температуры порядка 400 С. Ана логично испытывали нагрев участки рамовых шеек № 3 и 5 после вы плавления подшипника № 4 и перераспределения нагрузки (увеличе ние ее) на эти подшипники. Температура нагрева, площадь зоны на грева и степень повреждения рамовых шеек № 3 и 5 меньше, чем ра мовой шейки № 4.

Твердость щеки 32 НRC соответствует твердости среднеуглероди стой стали после закалки и высокого отпуска (улучшение). Такая твердость обеспечивает высокую износостойкость, а также прочность при достаточной пластичности и оптимально сочетается с твердостью шеек, дополнительно упрочненных поверхностной закалкой. Учиты вая повышение прочности и снижение пластичности по сравнению с нормализацией, следует предположить, что такой коленчатый вал ока жется более чувствительным к нарушению центровки и, тем более, после выплавления баббита одного из подшипников, что привело к перераспределению реакций в рамовых подшипниках и появлению значительного изгиба от действующих нагрузок.

Таблица Твердость (HRC) шеек коленчатого вала Номер шейки Элемент коленчатого вала 1 2 3 4 5 6 Шатунная шейка 57,3 57,6 57,7 57,0 57,8 57, 57,7 56,7 57,7 52,1 55,8 57,2 56, Рамовая шейка и в зоне нагрева* 47,2 39,3 40, Щеки Примечание: * – зона расположена по нормали к плоскости излома щеки на дуге около 120.

В целом, отказ коленчатого вала (появление трещин от нагрева рамовых шеек и его разрушение) был вызван полусухим трением при недостаточной смазке всех подшипников. Несомненно, более глубо кие трещины и разрушение коленчатого вала произошли в районе наиболее нагруженной шейки между мотылями 3 и 4-го цилиндров.

Относительно отказа коленчатого вала главного дизеля типа 14ZV40/48 на т/х «Профессор Барабанов». Анализ предоставленной технической документации позволил отметить, что во время ревизии подшипников коленчатого вала были нарушены требования на мон таж вкладышей 5-го шатунного подшипника, которые приведены в нормах [3]. Работы при этом выполнялись плавающей ремонтной бри гадой и судовым экипажем (проверка качества работ и приемка про изводилась вторым и старшим механиками).

Недостаточный натяг вкладышей тонкостенных подшипников всегда приводит к их проворачиванию в постелях, после этого наблю дается работа подшипника без смазки (отверстие перекрывается), резкое повышение температуры контактных поверхностей в подшип нике с оплавлением антифрикционного слоя вкладышей и появлением трещин в упрочненном слое материала шейки коленчатого вала. Это объясняется тем, что материал упрочненного слоя имеет другой хи мический состав и физические свойства (более твердый и хрупкий) по сравнению с основным материалом коленчатого вала. Сами поверхно стные трещины следует относить к эксплуатационным явным отказам, вызванным значительным повышением температуры поверхности шейки в условиях полусухого трения. Аналогичные трещины в пер вом случае привели к разрушению коленчатого вала [4].

Отказ вкладышей шатунного подшипника и повреждение поверх ности нижней головки шатуна от проворачивания вкладышей привели к необходимости замены шатуна. Одновременно с этим, масло пре кратило поступать на головной подшипник по сверлению в шатуне, что также привело к его повреждению.

Наличие трещины на шатунной шейке № 5 главного двигателя № 1 после восстановления подшипника за счет шлифования шейки до 325 мм (предельного ремонтного размера) и замены вкладышей яви лось основанием для снижения мощности дизеля (до 55…60 % с одобрения фирмы Wartsila) и замены коленчатого вала в дальнейшем.

Таким образом, отказы коленчатых валов в обоих случаях про изошли в связи с недостаточной смазкой подшипников. В одном случае это было связано с недостаточным натягом тонкостенных вкладышей подшипника, а в другом – с низким давлением масла в системе, т. е. на рушениями правил технической эксплуатации судовых дизелей.

Список литературы 1. Истомин, П. А. Динамика судовых двигателей внутреннего сго рания / П. А. Истомин. – Л. : Судостроение, 1963. – 256 с.

2. Специальная технология судового машиностроения / Соловьев и др. – 2-е изд. перераб. и доп. – Л. : Судостроение, 1985.

3. Дизели Зульцер типа Z40/48. Технические условия на ремонт.

№ УР31-452-863-90. – ЦНИИМФ, 1990.

4. Струтынский, А. В. Результаты обследования разрушенного ко ленчатого вала дизеля типа S6B-MPTK. / А. В. Струтынский, С. А. Ху дяков С.А. ;

под ред. В. И. Быкова, В. Т. Луценко, Г. П. Турмова // Ис следования по повышению эффективности судостроения и судоре монта : сб. науч. тр. – Владивосток : ДВГТУ, 2006. – Вып. 46. – С. 288–293.

УДК 681.3.06:534. В. Н. Макаров ИСПОЛЬЗОВАНИЕ КОМПЬЮТЕРНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ В ВИБРОАКУСТИЧЕСКОЙ ДИАГНОСТИКЕ МАШИН И МЕХАНИЗМОВ Затраты на обслуживание и ремонт являются одним из важнейших эксплуатационных показателей любой технической системы. Их мини мизация в тех случаях, когда система является ремонтопригодной, прак тически невозможна без эффективного контроля состояния системы.

В современных средствах контроля и диагностики основным ви дом анализируемых процессов становится вибрация, активно вытес няя многие другие процессы, в том числе и тепловые. Виброакустиче ская диагностика (ВАД) является достаточно молодым, но быстро развивающимся направлением в науке, имеющим большое приклад ное значение. Используемые в ВАД методы позволяют существенно уменьшить затраты на обслуживание оборудования за счет повыше ния качества оценки состояния узлов машин и уменьшения времен ных затрат на диагностирование.

Причины не только в том, что ВАД эффективнее и имеется тен денция к быстрому снижению затрат на ее реализацию, но и в том, что начать диагностику по вибрации можно в любое время, в том числе и через несколько лет эксплуатации оборудования, когда затраты на профилактические работы и ремонт превысят экономически оправ данную величину.

Безразборная виброакустическая диагностика узлов трения машин основана на виброакустических проявлениях работающих узлов ма шин. При разработке методов обработки и анализа виброакустическо го сигнала узла необходимо решить следующие задачи:

– определение по динамическим характеристикам машины харак терных для исследуемого узла частот;

– извлечение компонента сигнала, относящегося к исследуемому узлу, из смеси шума других узлов, производственного шума и других шумовых фоновых возмущений;

– определение влияния износа деталей на шумовые характеристи ки машины;

– выбор оптимального метода и разработка системы виброакусти ческой диагностики, обеспечивающей необходимую чувствительность для обнаружения износа деталей.

Самым простым и наиболее часто используемым виброакустиче ским диагностическим методом являются акустические технологии безразборного диагностирования трибоузлов "на слух", широко ис пользуемые, например, на водном транспорте при выявлении дефек тов в болтовых соединениях фундамента ДВС. Но у акустических технологий есть и существенный недостаток – человеческий фактор, который в диагностике состояния исследуемого объекта является оп ределяющим.

При создании виброакустических диагностических методов, отно сящихся к приборным технологиям, появляется проблема инструмента рия. Использование специализированных звуковых, ориентированных в основном на профессиональных музыкантов, и математических про грамм оказывается эффективным только для научных разработок виб роакустических методов, которые тяжело применять на практике. Среди программ для обработки звука стоит отметить SoundForge, WaveLab и т. д. Среди математических пакетов общепризнанными лидерами явля ются MathCAD, MathLab, Mathematica и т.д. При решении прикладных задач становится очевидной необходимость создания с помощью языков программирования высокого уровня специализированного программно го обеспечения для виброакустической диагностики.

Достоинства методов, основанных на цифровой обработке дан ных, очевидны. Во-первых, он позволяет диагностировать объект с глубиной до детали, в то время как глубина диагностики других мето дов не превышает узла. Во-вторых, данные методы имеют более вы сокую вероятность спектральной точности, то есть обладают более высоким качеством диагностики. Так, для приборных технологий эта вероятность составляет 0,93, а для насыщенно-цифрового вида 0,997.

Это немаловажно, так как виброакустическая диагностика применяет ся, например, на водном транспорте, где исправность пропульсивного комплекса напрямую связана с безопасностью людей и всего судна в целом. В-третьих, цифровой анализ позволяет наиболее полно изучать виброакустический сигнал, что может стимулировать развитие науч ных разработок. В-четвертых, появляется возможность создания циф ровых библиотек, что окажет большое влияние на развитие эталонно го метода диагностирования.

Становится очевидным, что дальнейшее развитие виброакустиче ских методов диагностирования, повышение качества диагностики, уменьшение временных затрат на обслуживание будут тесно связано с передовыми информационными технологиями.

Список литературы 1. Bajic B. Methods for vibro-acoustic diagnostics of turbine cavitation / B. Bajic // Journal of hydraulic research. – 2003. – Vol.41, № 1. – Р. 87–96.

2. Микита Г. И. Виброакустическая диагностика: монография / Г. И. Микита. – Брянск : БГИТА, 2003. – 132 с.

3. Микита Г. И. Виброакустическая диагностика видов чугуна и виброакустические диагностические центры / Г. И. Микита. – Брянск :

БГИТА, 2003. – 92 с.

4. Прыгунов А. И. Компьютерные технологии и математика на ру беже веков: итоги и перспективы / А. И. Прыгунов // Вестник МГТУ. – 2001. – Том 4, № 1. – C. 23– 5. Барков А. В. Возможности нового поколения систем монито ринга и диагностики / А. В. Барков // Металлург. –1998. – № 11.

6. Попков В. И. Виброакустическая диагностика в судостроении / В. И. Попков, Э. Л. Мышинский, О. И. Попков. – Л. : Судостроение, 1989. – 256 с.

7. Рендалл Р. Б. Частотный анализ / Р. Б. Рендалл. – Глоструп :

Изд-во «Брюль и Къер», 1989.

УДК 621.81:539. А. В. Арон, Л. Б. Леонтьев БОЕК УСТРОЙСТВА ДЛЯ ЧЕКАНКИ ГАЛТЕЛЕЙ Повышение прочностных характеристик деталей, работающих при циклических напряжениях, может быть достигнуто применением тех нологических процессов, основанных на изменении физических свойств, структуры и напряженного состояния поверхностных слоев детали. К таким процессам относятся различные способы поверхност ного пластического деформирования (ППД). Сравнительный анализ возможностей ППД позволил установить наибольшую эффективность ППД ударным способом (чеканкой), особенно для крупногабаритных деталей, имеющих галтели.

Существует необходимость проведения ППД способом чеканки галтели, выполненной в виде проточки (рис. 1), наклоненной под не которым углом к оси вращения детали (например, галтель втулки цилиндра после удаления трещины путем проточки).

Анализ существующих конструкций бойка [1, 2, 3] для проведения ППД способом чеканки галтели вышеприведенной формы показал, что их конструкция не позволяет получить оптимальные показатели качества (степень наклепа) упрочненной поверхности, равномерно распределенные по поперечному сечению проточки. А также, размер формы рабочей части бойка вдоль плоскости симметрии проточки ог раничен длиной вписанной хорды в поперечное сечение проточки, а, следовательно, площадь поперечного сечения рабочей части бойка бу дет ограничена шириной (H) и диаметром (Dп) и углом наклона () проточки (рис. 1). Таким образом, при определенных геометрических параметрах проточки и требуемом усилии деформирования может не выполняться условие прочности бойка по напряжениям смятия, а при значительном размере глубины проточки (L) нарушится форма рабочей части бойка по длине из-за потери устойчивости.

Рис.1. Форма проточки Предлагается новая конструкция бойка устройства для проведения ППД способом чеканки галтели [4], выполненной в виде проточки, наклоненной под некоторым углом к оси вращения детали (рис. 2).

Рис.2. Конструкция бойка Боек устройства для чеканки галтелей состоит из рабочей части 1, которая переходит в хвостовую часть 2. Боек хвостовой частью 2 со пряжен с ударным механизмом 3. Кривизна деформирующей поверх ности рабочей части 1 бойка различна во взаимно перпендикулярных осевых сечениях r1 и r2 и центры кривизны в одном из сечений разне сены на расстояние а. Две боковые поверхности 5 и 6 рабочей части бойка 1 в поперечном сечении сферические, причем одна из сфериче ских боковых поверхностей 5 – выпуклая (радиус кривизны Rбн), а другая сферическая боковая поверхность 6 – вогнутая (радиус кривиз ны Rбв).

Номинальные размеры рабочей 1 части бойка зависят от геомет рических параметров проточки (см. рис. 1) и могут быть определены из соотношений D д cos H D д cos H D D Rб н пн R б в п в ;

;

2 2 2 h H ;

r1 R 1 ;

l L hп л, где Rбн – радиус кривизны выпуклой сферической боковой поверх ности рабочей части бойка;

Rбв – радиус кривизны вогнутой сферической боковой поверх ности рабочей части бойка;

Dпн – диаметр вогнутой сферической боковой поверхности про точки детали;

Dпв – диаметр выпуклой сферической боковой поверхности проточки детали;

Dд – диаметр наружной цилиндрической поверхности детали;

Н – ширина проточки детали;

h – толщина рабочей части бойка в поперечном сечении;

– угол наклона проточки к оси вращения детали;

R1 – радиус поверхности перехода проточки детали;

r1 – радиус кривизны деформирующей поверхности рабочей части бойка в продольном сечении;

r2 – радиус кривизны деформирующей поверхности рабочей части бойка в поперечном сечении;

L – глубина проточки детали;

l – длина рабочей части бойка;

hпл – глубина пластических деформаций при ППД.

Особенностью предлагаемого бойка является то, что рабочая часть бойка в поперечном сечении имеет две сферические боковые поверх ности, причем одна из них – вогнутая, а другая – выпуклая, что позво ляет при проведении ППД способом чеканки галтели, выполненной в виде проточки, наклоненной под некоторым углом к оси вращения де тали, получить площадку единичного пластического отпечатка прак тически симметричной формы по протяженности в плоскости сим метрии проточки, так как характер соприкосновения (исходного кон такта) выпуклой сферической боковой поверхности рабочей части бойка с вогнутой сферической боковой поверхностью проточки дета ли и вогнутой сферической боковой поверхности рабочей части бойка с выпуклой сферической боковой поверхностью проточки детали – поверхность. Симметричная форма площадки отпечатка по протяжен ности в плоскости симметрии проточки детали за счет обеспечения одинаковой кратности приложения нагрузки, равномерного течения материала поверхностного слоя и обтекания им внедренной части бойка при проведении ППД позволяет получить оптимальные показа тели качества упрочненной поверхности, равномерно распределенные по всему поперечному сечению галтели, выполненной в виде проточ ки, наклоненной под некоторым углом к оси вращения детали. Кроме того, выполнение рабочей части бойка вышеописанной формы, позво ляет обеспечить его работоспособность (прочность по напряжениям смятия и устойчивость по длине) за счет того, что размер формы ра бочей части бойка вдоль плоскости симметрии проточки неограничен формой поперечного сечения проточки. Размер формы рабочей части бойка вдоль плоскости симметрии проточки принимается в зависимо сти от необходимой площади поперечного сечения рабочей части бойка для обеспечения его работоспособности с учетом геометриче ских параметров проточки детали и требуемого усилия деформации при проведении ППД.

Предлагаемый боек устройства для чеканки галтелей позволяет получить оптимальные показатели качества упрочненной поверхно сти, равномерно распределенные по поперечному сечению галтели, выполненной в виде проточки, наклоненной под некоторым углом к оси вращения детали, с одновременным обеспечением несущей спо собности бойка при любых сочетаниях геометрических параметров проточки детали.

Список литературы 1. Браславский В. М. Деформационное упрочнение деталей машин / В. М. Браславский, А. А. Бараз // Вестник машиностроения. – 1970. – № 1 – С. 17–19.

2. Папшев Д. Д. Отделочно-упрочняющая обработка поверхност ным пластическим деформированием / Д. Д. Папшев. – М. : Машино строение, 1978. – 152 с.

3. Рыковский Б. П. Местное упрочнение деталей методом наклепа / Б. П. Рыковский, В. А. Смирнов, Г. М. Щетинин. – М. : Машино строение, 1985. – 151 с.

4. Пат. 2201324 Российская Федерация, МПК7 В 24 В 39/00. Боек устройства для чеканки галтелей / А. В. Арон, Л. Б. Леонтьев, А. С. Ма каренков ;

заявитель и патентообладатель государственное образова тельное учреждение Дальневосточный государственный технический рыбохозяйственный ун-т. – №2001119809/02 ;

заявл. 16.07.2001 ;

опубл.

27.03.2003, Бюл. № 9. – 3 с.

УДК 629.5.083.5.001.63:681.51. С. В. Ворохобин ВОЗМОЖНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ CAD-СИСТЕМЫ SOLIDWORKS В СУДОРЕМОНТНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ Создание современного судового оборудования – сложный про цесс. Большую роль при проектировании различных механизмов (дви гателей, насосов и др.) играют расчеты на прочность.

Расчет на прочность деталей механизмов включает следующие основные этапы:

– составление расчетной схемы, отражающей наиболее сущест венные особенности конструкции и условий нагружения деталей;

– анализ этой схемы с помощью современных методов расчета;

– формулировка на основе проведенного анализа практических выводов применительно к реальной конструкции.

Проектирование – это ответственный этап в «жизни» техническо го объекта: от правильности решения комплекса задач, возникающих при разработке проекта, зависят надежность и эффективность спроек тированного изделия.

Существуют основные правила проектирования, среди которых хотелось бы выделить следующие:

– обеспечение прочности деталей должно достигаться не за счет увеличения размеров, а за счет использования материалов повышен ной прочности, применения современных технологий, выбора наибо лее рациональных форм деталей с наилучшим использованием в них материала, применения различных способов упрочнения;

– в парах трения композиция материала должна быть такой, чтобы они изнашивались минимально.

Но обеспечение прочности деталей необходимо не только при проектировании и изготовлении, а также и при восстановлении изно шенных деталей. При этом если новая деталь изготавливается из од нородного материала, то при восстановлении, как правило, поверх ность является биметаллической.

Используемые раннее, часто очень упрощенные, методы расчета на прочность деталей механизмов не вызывали возражений, т. к. за ложенные в самих конструкциях запасы прочности были велики. В настоящее время требуются методы расчета, значительно более точно учитывающие геометрию деталей и условия их нагружения. При этом особенно возрастает роль расчетов, которые ориентированы на при менение ПЭВМ.

Целью любого инженерного расчета в конечном итоге является либо поиск оптимальной конфигурации (геометрии) создаваемого объекта при заданных его свойствах, либо определение его свойств при заданной его конфигурации. Поэтому немаловажную роль для выполняющего такие расчеты инженера играет наличие связи между используемой программой (системой) геометрического проектирова ния (моделирования) объектов и используемыми программами расче та свойств этих объектов.

Поэтому все большее распространение в инженерной практике получают программы расчета свойств объектов, интегрированные с программами геометрического проектирования (моделирования). Это, в частности, позволяет оптимизировать геометрию объекта (устройст ва) любой сложности в максимально короткие сроки.

В учебный план специальностей 180104 «Судовое оборудование»

и 150205 «Оборудование и технология повышения износостойкости и восстановление деталей машин и аппаратов» включено изучение CAD-системы SolidWorks.

SolidWorks – это система гибридного параметрического модели рования, которая предназначена для проектирования деталей и сборок в трехмерном пространстве с возможностью проведения различных видов экспресс-анализа, а также оформления конструкторской доку ментации в соответствии с требованиями ЕСКД.

SolidWorks изначально создавалась как система твердотельного параметрического моделирования. Программа содержит всю необхо димую номенклатуру инструментов, ориентированных на последую щее использование программ расчета.

COSMOSWorks – приложение к SolidWorks, предназначенное для решения задач механики деформируемого твердого тела методом ко нечных элементов. Позволяет решать задачи расчета на статическую прочность и устойчивость в линейной и нелинейной постановке, вы делять собственные частоты, оптимизировать форму деталей, анали зировать усталость и поведение конструкции при ударе.

Библиотеки Разводка Расчет стандартных Более размерных цепей коммуникаций элементов специаль ных Инженерные Механическая модулей Техпроцессы расчеты обработка Интерфейс прикладного программирования Создание Работа со Базовое Оформление решение 3D моделей сборками конструкторской SolidWorks документации Экспресс-анализ прочности деталей и динамики механизмов Возможности системы SolidWorks По сравнению с системами аналогичного уровня SolidWorks имеет более развитые возможности для создания и редактирования поверх ностей, а также совместной обработки поверхностей и твердых тел.

Поверхностное представление геометрии используется в COSMOS Works для создания на этой базе оболочечных расчетных моделей.

Также присутствуют функции для автоматизированного вычленения срединной поверхности для твердотельных объектов, которые целесо образно рассчитывать по оболочечной модели.

Данная возможность является актуальной при расчете прочности восстановленных деталей, когда можно вычленить нанесенный по верхностный слой и определить его прочность. Обычные методики прочностных расчетов не позволяют этого сделать, т. к. рассчитаны на детали, которые состоят из однородного материала.

COSMOSWorks позволяет выполнять следующие виды модели рования:

– статический анализ в упругой постановке с расчетом отдельных деталей по пространственной или оболочечной модели, а также сбо рок в трехмерной постановке с учетом взаимодействия деталей;

– расчет собственных частот и соответствующих им форм для де талей в твердотельном или оболочечном представлении, а также сбо рок с неподвижными деталями;

– расчет величин критических нагрузок потери устойчивости и со ответствующих им форм для деталей в твердотельном или оболочеч ном представлении, а также сборок с неподвижными деталями;

– тепловой расчет с учетом явлений теплопроводности, конвек ции, излучения, но без учета движения сред;

– термоупругий анализ на базе результатов теплового расчета;

– параметрическую оптимизацию по критерию минимизации/мак симизации массы, объема, собственных частот и критической силы;

– имитацию деформирования конструкции с учетом физической и геометрической нелинейности, а также в виду изменения нагрузок и температуры во времени;

– моделирование эффекта падения конструкции на жесткую по верхность;


– усталостный расчет с учетом кривых усталости, формы кривой нагрузки, а также линейной гипотезы суммирования повреждений.

COSMOSWorks требует соблюдения базовой канвы алгоритма ме тода конечных элементов, предоставляя внутри каждого этапа опре деленную свободу в последовательности шагов подготовки модели и рассмотрения результатов.

Возможности нелинейного анализа COSMOSWorks позволяют решать базовые задачи, возникающие в ходе проектирования изделий машиностроения.

В настоящее время любое производство, в том числе и судоре монтное, ориентируется в своей деятельности на использование раз личных систем автоматизированного проектирования, поэтому необ ходимо в обучающем процессе вуза все шире использовать возможно сти рассмотренной системы с переходом от технологии пространст венного моделирования к компьютерному анализу и проектированию.

Список литературы 1. Алямовский А. А. SolidWorks. Компьютерное моделирование в инженерной практике / А. А. Алямовский и др. – СПб. : БХВ-Пе тербург, 2005. – 800 с.

2. Вырубов Д. Н. Двигатели внутреннего сгорания : конструирова ние и расчет на прочность поршневых и комбинированных двигателей / Д. Н. Вырубов, С. И. Ефимов, Н. А. Иващенко и др.;

под ред.

А. С. Орлина, М. Г. Круглова. – 4-е изд., перераб. и доп. – М. : Маши ностроение, 1984. – 384 с.

3. Трунин С. Ф. Проектирование элементов судовых машин, транс портных и загрузочных технологических устройств : учеб. пособие / С. Ф. Трунин. – Л. : Судостроение, 1989. – 272 с.

УДК 625.083.5:338.47:656. Г.В. Загинайло, Д.В. Загинайло, Ю.Г. Щукин, М.В. Флорианская К ВОПРОСУ О ВЛИЯНИИ ЭКОНОМИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ НА ЭКСПЛУАТАЦИЮ И РЕМОНТ ФЛОТА Продолжительный опыт восстановления головок поршней и дру гих деталей малооборотных и среднеоборотных судовых ДВС, накоп ленный в НТК «Алькор» с 1990 года, позволяет констатировать зна чительные отклонения от Правила технической эксплуатации, допу щенные техническим персоналом многих судоходных компаний Дальнего Востока, которые привели к серьёзным поломкам. С одной стороны ужесточаются требования к подготовке и постоянному обу чению судовых механиков, а с другой стороны – превалирует тенден ция неуклонного снижения материально-технического обеспечения, которое должно обеспечивать нормальные условия эксплуатации су довой энергетической установки и судна в целом.

Данный вывод основан на значительно возросшем количестве по ступивших на восстановление в 2007 году головок поршней с серьез ными дефектами, такими как сквозные трещины, приводящие к обры ву донышка поршня и сильной деформации перемычек между порш невыми канавками. Раньше такие дефекты возникали иногда в двига телях фирмы MAN. Так, на главном двигателе KSZ 70/120-B-BL т/к «Капитан Бакрадзе» обрыв донышка поршня произошёл при рабо те двигателя, что явилось, конечно, тяжелейшим испытанием для эки пажа. Фирма после этого изменила форму полости охлаждения, пе рейдя на пятую модель.

Другие дизелестроительные фирмы такими дефектами по боль шому счёту «не страдали». Чаще всего встречались износы перемычек между поршневыми канавками, их разрушение, а также выгорание ог невой поверхности донышка поршня (что особенно характерно для двигателей фирмы Зульцер). У двигателей фирмы MAN B&W встре чаются также вертикальные трещины со стороны охлаждения на ци линдрической части головок поршней. Головки с подобными дефек тами поддаются восстановлению различными методами.

Опыт работы таких судоремонтных компаний, как НТК «Аль кор», «Морское дело» и Славянский судоремонтный завод, выявил, что за последние несколько лет существенно возросло число дефектов деталей ЦПГ ДВС, которые вызваны значительными тепловыми на пряжениями. Основными причинами этого можно считать некачест венную водоподготовку и отсутствие должного контроля за этим со стороны технических служб судоходных компаний.

Например, состояние поступившей на восстановление в НТК «Алькор» головки поршня главного двигателя RND90 т/х «Максим Михайлов» близко к аварийному разрушению из-за круговой трещи ны со стороны охлаждения в районе сопряжения рёбер жёсткости и донышка поршня со стороны выхлопа (рис.1). А со стороны телеско пии для подвода охлаждающей воды на самих рёбрах жесткости име лись трещины, которые выходили на огневую сторону в районе порш невых канавок. В полости охлаждения головки поршня обнаружены отложения до 15 мм, которые привели к перегреву и образованию трещин. Характер этих трещин говорит о высоком уровне тепловой напряженности головки поршня.

Рис. 1. Трещина со стороны охлаждения в головке поршня двигателя RND Аналогичные разрушения рёбер жёсткости наблюдались и на го ловке поршня главного двигателя MAN KZ 70/120Е т/х «Золотая Ко лыма». В данном случае ситуация отягощена тем, что произошёл пол ный обрыв донышка от цилиндрической части с образованием наклё па на верхней части рёбер. Данный дефект исключает полностью воз можность восстановления головки поршня. А ведь подобный дефект можно и нужно было предотвратить.При ремонте в НТК «Алькор»

цилиндровой крышки главного двигателя RND68 т/х «Профессор Хохлов», принадлежащего компании РИМСКО, были выявлены зна чительные до 10…12 мм отложения в полости охлаждения, которые существенно ухудшили условия охлаждения крышки и привели к рос ту температур и напряжений в ней. А при разделке водотечного де фекта под заварку была обнаружена круговая трещина по всему пери метру огневого днища этой крышки (рис. 2). Затраты на восстановле ние крышки соизмеримы с изготовлением новой крышки.

Рис. 2. Трещина в крышке двигателя RND Деформация и разрушение перемычек между поршневыми канав ками в головке поршня двигателя MAN KZ 52/90 (рис.3) также вызва ны перегревом головки поршня, прорывом газов и возникновением термических напряжений, превышающих допускаемые.

Даже вовремя проведённое восстановление головок поршней и других деталей не гарантирует их качество и дальнейший длительный срок их эксплуатации, если судовладельцы отдают предпочтение су доремонтным заводам, которые предлагают «дешёвый» ремонт. Так, головки поршней двигателя L35MC, восстановленные в КНР, отраба тывают 1200…1500 часов (по данным судоходной компании ST Grupp), тогда как головки поршней этого же двигателя, восстановлен ные на Славянском СРЗ, нарабатывают до 17 тыс. часов, а в НТК «Алькор» до 25 тыс. часов.

К сожалению, использование новых СЗЧ некоторых производите лей также не гарантирует длительную и надёжную работу деталей ЦПГ судовых дизелей. Так, поршни вспомогательного двигателя фир мы «Dorman», изготовленные по лицензии в КНР, отработали около 300 часов и были сняты из-за деформации бобышек и прогорания до нышек. Восстановлению эти поршни уже не подлежат. И подобные примеры не редкость.

Как показывает мировой опыт, «скупой платит дважды». Порой несущественная экономия на стоимости судоремонта, СЗЧ и эксплуа тационных расходах приводит к большим потерям и резкому сниже нию безопасности мореплавания.

Рис. 3. Деформация перемычек между поршневыми канавками головки поршня двигателя KZ52/ Развал судоремонтной базы в Приморье и дробление крупных су доходных компаний на более мелкие привели к ещё одному негатив ному аспекту. Он заключается в почти полном отсутствии конструк торской (а именно рабочих чертежей деталей) и частично эксплуата ционной документации на судах и в технических службах компаний, что существенно усложняет и ухудшает нормальную эксплуатацию двигателей, ремонт и восстановление их деталей. Этот факт негативно сказывается на возможности совершенствовании старых и разработке новых технологий восстановления и ремонта деталей ДВС.

Для судовладельцев, а особенно для специалистов судоремонтни ков важно иметь информацию о методах и материалах восстановлен ных ранее деталей для их возможного последующего успешного вос становления. Ремонт на «дешёвых» судостроительных базах, особенно в КНР, такой возможности не предусматривает.

Таким образом, перечисленные факты и наш опыт работы позво ляют сформулировать некоторые причины сложившейся ситуации.

Во-первых, это отсутствие внятной экономической политики со хранения и развития морского флота, в результате чего судовладель цы и судоремонтные компании вынуждены выживать самостоятельно и практически по одиночке.

Во-вторых, отток части квалифицированного персонала «под флаг».

В-третьих, из-за сокращения численности технических служб су доходных компаний (особенно мелких) почти полностью отсутствует обобщение, анализ и распространение опыта технической эксплуата ции судовых энергетических установок.

В-четвёртых, неразумная экономия на снабжении и СЗЧ.

В-пятых, выбор самых «дешёвых» и, как следствие, не всегда на дёжных баз судоремонта.

Мы видим возможные варианты изменения подобной ситуации, которые можно пытаться реализовать на местах, в следующих меро приятиях:

– восстановление структуры технических служб судоходных ком паний и объединение их на основе общего информационного поля (возможно на базе МГУ им адм. Г.И. Невельского или одной из круп ных судоходных компаний);

– усиление эксплуатационной направленности подготовки спе циалистов;

– обратиться вновь к принципу формулирования и решения про блем технической эксплуатации на базе объединения усилий судовла дельцев, специалистов прикладной науки и производства.

УДК 620.193. Б. Б. Чернов, О. П. Ковалев, А. В. Волков, С. А. Пономаренко ПРОГНОЗИРОВАНИЕ КОРРОЗИИ СУДОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ При коррозии металлов в пресных водах всегда наблюдается сни жение скорости коррозии, что объясняется формированием на по верхности корродирующего металла продуктов коррозии, тормозящих подвод участников коррозионного процесса непосредственно к по верхности разрушающегося металла. Снижение скорости коррозии во времени затрудняет количественный прогноз срока службы металлов при длительной эксплуатации металлических конструкций. В этом случае требуется знание физико-химической модели, описывающей формирование продуктов коррозии и снижение скорости коррозии во времени в зависимости от характеристик коррозионной среды. Ранее [1] была предложена такая модель коррозионных потерь от времени:


VСТ K VСТ A A (1) K 1 e VСТ t, VСТ V 0 K – коррозионные потери, мкм;

где A – коэффициент проницаемости продуктов коррозии;

V0 и VСТ – начальная и конечная скорости коррозии металла, мкм/год.

При V0 VСТ уравнение (1) упрощается:

VK A СТ A (2) K 1 e VСТ t.

VСТ Из уравнения (2) при ограничении одним или тремя членами раз ложения экспоненты следуют линейная и параболическая кинетиче ские зависимости, часто наблюдаемые на практике:

(3) K VСТ t ;

K 2 At. (4) Анализ (2) показывает, что со временем и c ростом толщины поте рянного при коррозии металла интенсивность коррозионных потерь уменьшается, асимптотически стремясь к установившейся скорости коррозии VСТ. При этом снижение темпов коррозионных потерь опре деляется величиной A/VСТ, которая является параметром наклонной асимптоты для зависимости толщины прокорродировавшего металла A от времени K VСТ t (см. рисунок).

VСТ K A K VСТ t VCТ VСТ tg A VCT 0 t Зависимость толщины прокорродировавшего металла от времени по уравнению (2) Следовательно, два параметра A и VСТ полностью определяют ки нетику коррозионных потерь в уравнении (2). При контроле физико химических параметров коррозионной среды появляется возможность из экспериментальных результатов проводить статистическую оценку параметров A и VСТ с определением значимости вклада в процесс кор розии характеристик среды.

В качестве иллюстрации пригодности данных модельных уравне ний нами были использованы результаты коррозионных испытаний в баках-аккумуляторах солнечной нагревательной установки, где ранее отмечались значительные коррозионные разрушения в зависимости от глубины погружения образцов.

Коррозионные эксперименты проводили в баках-аккумуляторах, заполненных пресной водой. В качестве образцов использовали Ст-3, толщиной 2,5 мм, которая использовалась при изготовлении баков аккумуляторов. Образцы, площадью 63,3 см2, погружали на глубину четырех уровней: 1 – 20…30 мм;

2 – 240…275 мм;

3 – 920…940 мм;

4 – 1470…1500 мм. Съем образцов проводили при разных экспозици ях. Всего было испытано 33 образца. Коррозию и ее скорость опреде ляли по убыли массы образцов. Продукты коррозии удаляли по из вестной методике [2]. Статистическую оценку параметров уравнений (2–4) проводили методом нелинейной регрессии [3].

Для измерения распределения концентрации кислорода по глуби не бака использовали портативный электрохимический зонд HI производства Португалии.

Измерения концентрации кислорода CO2 в мг/л на уровнях погруже ния образцов дали следующие результаты: 1 – 5,9;

2 – 4,7;

3 – 3,2;

4 – 1,4.

Результаты проведенных испытаний представлены в таблице.

Как видно из результатов таблицы, скорость коррозии заметно снижается от времени экспозиции, причем более заметными темпами на первых двух уровнях, где и скорость коррозии в 2…3 раза выше.

Результаты оценки параметров по (4) и (2) показали их сильную зависимость от уровня погружения образцов, что связано с распреде лением кислорода по глубине бака.

Расчет параметров A и VСТ по уравнениям (2–4) для всех уровней погружения образцов давал очень плохую сходимость и требовал уче та в этих коэффициентах их зависимости от концентрации кислорода.

Были испробованы различные разумные физико-химические пред ставления, но наиболее успешными оказались A A0 CO2 и VСТ V0 CO2, которые привели к очень хорошей сходимости результатов. При этом ис комые коэффициенты по (2) с 95 % доверительной вероятностью оказа лись равными: A = (8,73±6,2) CO2 ;

VСТ = (5,71±0,33) CO2 при остаточном среднем квадрате 0,86 год2, с коэффициентом корреляции 0,93.

Таким образом, предложенный выше универсальный подход по зволяет с приемлемой точностью прогнозировать коррозию металли ческих конструкций с кислородной деполяризацией с оценкой вклада физико-химических характеристик коррозионной среды и может слу жить обоснованием для принятия конкретных способов защиты от дельных металлических судовых конструкций.

Результаты коррозионных испытаний Коррози- Скорость Уровень Коррози- Скорость Коррози- Скорость Время Время Время корро онные корро- онные онные корро испыта- испыта- испыта зии, потери, зии, потери, потери, зии, ний, год ний, год мкм/год ний, год мкм мкм/год мкм мкм мкм/год 30,15 49, 1 0,1671 9,30 55,66 0,4 22,56 56,40 0, 29,91 49, 21,57 35, 2 0,1671 6,00 35,90 0,4 17,2 43,00 0, 23,11 38, 10,55 17, 3 0,1671 2,51 15,02 0,4 7,69 19,23 0, 13,26 19, 4 0,1671 2,88 17,23 0,4 4,47 11,18 0,605 8,80 14, 1 0,9150 41,19 45,01 1,038 39,19 37,75 1,490 54,93 36, 2 0,9150 28,42 31,06 1,038 25,30 24,37 1,490 43,13 28, 3 0,9150 15,23 16,64 1,038 12,39 11,94 1,490 19,54 13, 4 0,9150 10,73 11,73 1,038 12,17 11, 1 2,0160 91,87 45,57 2,608 79,89 30, 2 2,0160 60,47 29,99 2,608 54,55 20, 3 2,0160 33,55 16,64 2,608 43,74 16, 4 2,0160 14,30 7, Список литературы 1. Чернов Б. Б, Физико-химическое моделирование коррозии ме таллов в морской воде / Б. Б. Чернов, С. А. Пономаренко // Защита ме таллов. – 1991. – Т. 27, № 5. – 799 с.

2. ГОСТ 9.907-83. Металлы, сплавы, покрытия металлические.

Методы удаления продуктов коррозии после коррозионных испыта ний. – М.: Изд-во ГК СССР по стандартам, 1984. – 6 c.

3. Боровиков В. STATISTIKA. Искусство анализа данных на ком пьютере – СПб.: Питер, 2003. – 688 с.

УДК 620. Г. П. Щетинина, Б. Б. Чернов ЗАЩИТНОЕ ДЕЙСТВИЕ ОТХОДОВ ПЕРЕРАБОТКИ РАСТИТЕЛЬНОГО СЫРЬЯ НА КОРРОЗИЮ КОНСТРУКЦИОННЫХ МЕТАЛЛОВ Одним из методов защиты металлов от коррозии является приме нение ингибиторов. В качестве таковых используются многочислен ные неорганические и органические соединения, введение которых в коррозионную среду позволяет значительно снижать скорость корро зии. Одним из актуальных направлений является поиск экологически безопасных соединений-ингибиторов. Перспективным сырьевым ис точником таких соединений могут быть возобновляемые отходы од нолетних растений, запасы которых исчисляются ежегодно сотнями тысяч тонн. В литературе сообщалось об ингибировании коррозии ме таллов и сплавов продуктами переработки различных растений [1,2,8].

Обнаружено также защитное действие на коррозию стали водных и щелочных экстрактов из растительных отходов, получаемых при пе реработке злаковых культур [3]. Такие ингибиторы имеют сложный и разнообразный химический состав, а механизм их действия практиче ски не изучен.

Настоящая работа продолжает исследования по изучению ингиби рующего действия жидких экстрактов из рисовой (РШ), гречишной (ГШ) и подсолнечной шелухи (ПШ) на коррозию конструкционных металлов – малоуглеродистой стали марки Ст3 и латуни Л80.

Экспериментальная часть Испытания образцов проводили в водопроводной воде и 3 % рас творе хлорида натрия в стационарном режиме при полном погруже нии образца. Время экспозиции составляло 60…70 суток. Скорость коррозии определяли гравиметрическим методом. Образцы перед на чалом работы тщательно зачищали, полировали, протравливали в 10%-ном растворе серной кислоты с добавкой тиокарбамида, обезжи ривали ацетоном и взвешивали. После испытаний образцы вынимали из раствора, аккуратно удаляли продукты коррозии, высушивали и снова взвешивали. Скорость коррозии (мкм/год) рассчитывали по формуле m 365 v, S t где m – убыль массы образца, г;

– плотность металла или сплава, г/см ;

S – площадь поверхности образца, см2;

t – время экспозиции, сутки.

В течение первых суток измеряли сдвиг потенциала коррозии об разцов. В качестве электрода сравнения использовали стандартный хлорсеребряный электрод. На протяжении всего времени исследова ния контролировали рН растворов.

Степень защиты рассчитывали по формуле K0 K 100 %, K К0 – массовый показатель скорости коррозии в среде без инги где битора, г/м2час;

К – массовый показатель скорости коррозии в среде с ингиби тором.

Анализируя данные предыдущих исследований [4], мы выбрали концентрации РШ, ГШ и ПШ, равные 500 мг/л. Для сравнения эффек тивности защитного действия указанных ингибиторов использовали стандартный ингибитор марки «Diesel Guard» фирмы «Юнитор», в со став которого в качестве основного компонента входит нитрит натрия, а добавками, повышающими рН до значения 9.0, служат соединения бора. Содержание данного ингибитора в растворе, согласно инструк ции, должно составлять 1,2 г/л. Кроме этого, в работе [9] показана эффективность внесения боратов, действующих как буферные добав ки, в растворы ингибиторов, используемых в системах с охлаждаю щей водой. В связи с этим нами было проведено исследование инги бирующего действия ГШ с добавками тетрабората натрия в соотно шении ВЭ:В = 10:1.

Состав продуктов коррозии исследовали методом рентгенофазо вого анализа по методу порошка на дифрактометре ДРОН-2,0.

Обсуждение результатов Изучение влияния органических ингибиторов на скорость корро зии металлов в различных средах в последние годы ведется очень ин тенсивно. В качестве ингибиторов исследуются различные классы ор ганических соединений: сера и фосфорсодержащие кислоты сложного состава с большой длиной углеводородной цепи, например, (С14Н29)S(CH3)(C2H4COOH), амины, различные производные бензола.

Большинство исследователей в качестве необходимой стадии ингиби рования рассматривают и детально изучают адсорбцию ингибитора на поверхности металла, полагая, что данный процесс во многом обу словливает эффективность защиты. По степени адсорбируемости алифатические соединения располагаются в следующей последова тельности: кислотыаминыспиртыэфиры. Молекулы органических веществ, содержащих активные группы – доноры электронов –CN, –CNS, –CNO, =CO, –CHO, –NH2, адсорбируются химически на по верхности металлов, имеющих незаполненные электронные орбитали.

Последующее влияние адсорбированных молекул ингибитора заклю чается в изменении кинетики электродных процессов. В кислых сре дах адсорбция ингибитора приводит к преимущественному процессу замедления катодного восстановления водорода, в нейтральных сре дах большинство ингибиторов тормозит анодный процесс, вызывая наступление пассивного состояния.

Химический состав водных экстрактов РШ, ГШ и ПШ представ лен в работах [5–7]. Согласно полученным данным, экстракты шелухи риса, гречихи и подсолнечника содержат как органические, так и не органические вещества, состав и концентрация которых определяется видом сырья. Основными органическими фракциями, извлекаемыми в раствор при обработке шелухи водой и кислотой, являются полисаха риды, флавоноиды, фосфорорганические и другие вещества, имеющие набор различных функциональных групп. Наиболее полно изучен по ка только моносахаридный состав полисахаридов в экстрактах из РШ [5], ГШ [6] и ПШ [7], и содержание инозитгексафосфорной кислоты в РШ [7]. Неорганические компоненты в данных растворах представ лены ионами более 20 различных металлов, среди которых преобла дают ионы калия, кальция, магния, натрия, железа, цинка, марганца.

Результаты экспериментов по определению скорости коррозии и коэффициента защиты образцов Ст3 представлены в табл.1.

Таблица Скорости коррозии и степени защиты углеродистой стали 3% раствор NaCl Водопроводная вода Состав Скорость Скорость Степень Степень ингибитора коррозии, коррозии, защиты, % защиты, % мкм/год мкм/год Без 122,0 82, ингибитора ГШ 31,0 75 14,0 ГШ:В (10:1) 16,0 87 0,0 ПШ 26,5 77,8 23,7 РШ 9 90,2 8 92, «Diesel 193,0 - 0,0 Guard»

Как следует из данных таблицы, скорость коррозии снижается при применении всех исследуемых добавок. В 3% растворе хлорида на трия максимальный защитный эффект оказывает водный экстракт РШ. В водопроводной воде лучшим ингибитором является экстракт ГШ с добавками тетрабората натрия, защитное действие которого сравнимо с действием препарата «Diesel Guard», но надо отметить, что и применение экстракта РШ дает неплохие результаты. Примене ние ингибитора «Diesel Guard» в морской воде привело к протеканию значительной язвенной коррозии.

Измерение потенциала коррозии стали показало различный харак тер изменения его со временем для растворов, не содержащих ингиби торов (рис. 1), растворов с добавкой ингибитора «Diesel Guard» (рис. 2), и растворов, в которых в качестве ингибиторов использовались ГШ и ПШ (рис. 3). Если в первых двух случаях отмечено смещение потен циала коррозии в положительном направлении, то в растворах с ГШ и ПШ потенциал смещался в область более отрицательных значений.

Это свидетельствует о различии в механизме действия ингибиторов.

Отмечается корреляция между величиной смещения потенциала и эффективностью защитного действия ингибитора – смещение потен циала коррозии в область отрицательных значений для образцов, по мещенных в воду с добавкой ГШ составило 0,25 В, а в воде с добав кой ПШ всего 0,15 В и коэффициент защиты равен 83 % и 72 % соот ветственно. Кроме того, при измерении потенциала коррозии в водо проводной воде было отмечено, что через сутки значение потенциала также сдвигается в область отрицательных значений. Мы предполо жили, что это может быть связано с образованием на поверхности об разцов оксидной пленки в нейтральных либо слабощелочных раство рах, тогда как образованию ее в растворе хлорида натрия могут пре пятствовать ионы Cl–.

0 2 4 6 8 - Потенциал, мВ - -300 - - Время, час Рис. 1. Изменение потенциала коррозии образцов Ст 3 в водопроводной воде (1) и 3% растворе хлорида натрия (2) без ингибитора 0 5 10 Потенциал, мВ - - - - - Время, час Рис.2. Изменение потенциала коррозии образцов Ст в водопроводной воде (1) и 3% растворе хлорида натрия (2), ингибитор «Diesel Guard»

0 2 4 6 8 Потенциал, мВ - - -600 -800 - Время, час Рис. 3. Изменение потенциала коррозии образцов Ст в водопроводной воде с добавкой ингибиторов ГШ (1) и ПШ (2) Из данных табл. 1, 2 следует, что защитное действие экстракта ГШ увеличивается как для латуни, так и для стали в присутствии тетрабо рата натрия, введенном в соотношении ингибитора к бору 10:1. Воз можно, это связано с буферным эффектом, создаваемым тетрабора том, который позволяет поддерживать рН на протяжении всего экспе римента в интервале 8,0…8,2, в то время как в растворах ингибитора без добавки Na2B4O7 значение водородного показателя составило 7,2…7,4. Однако для более достоверных предположений желательно провести рентгеноспектральное исследование продуктов коррозии.

Визуально плотные, устойчивые при длительном хранении пленки возникали на образцах, выдержанных в экстрактах ПШ.

Таблица Скорость коррозии и степень защиты латуни Л 3% раствор NaCl Водопроводная вода Скорость Скорость Состав Степень Степень коррозии, коррозии, ингибитора защиты, % защиты,% мкм/год мкм/год Без ингибитора 14,0 3, ГШ 12,0 15 0,9 ГШ:В (10:1) 7,0 50 0,8 Хорошо известно, что процесс коррозии стали, протекающий в нейтральных либо щелочных средах с кислородной деполяризацией, можно представить как совокупность следующих сопряженных про цессов:

Fe – 2 Fe2+ анодный процесс;

О2 + 2Н2О + 4 4ОН– катодный процесс, результатом которых является образование гидроксида железа (II), Fe(ОН)2, который легко окисляется в присутствии кислорода и воды до Fe(ОН)3 по реакции 4Fe(ОН)2 + О2 + 2Н2О 4Fe(ОН)3.

Образующиеся гидроксиды железа могут взаимодействовать меж ду собой с образованием смешанного оксида Fe3О4 (магнетита) по ре акции Fe(ОН)2 + Fe(ОН)3 Fe3О4 + 4Н2О, либо терять со временем воду, образуя промежуточные продукты, на пример:

Fe(ОН)3 FeООН + Н2О.

Многие исследования посвящены механизму и кинетике образо вания и составу пассивных пленок, образующихся на стали [10,11]. В работах по изучению механизма окисления и пассивации электродов из железа либо углеродистых сталей в нейтральных или близких к нейтральным водных растворах делается вывод о существовании двух отдельных слоев: коричневого, более стабильного слоя, образующего ся при высоких положительных потенциалах и, возможно, состоящего из оксида железа (III), и зеленого, состоящего из гидроксида железа (II), образующегося при относительно более отрицательных потен циалах. Эти данные согласуются с данными о двойном или более сложном составе защитного слоя, основными соединениями которого являются Fe(OH)2, Fe3O4 и -Fe2O3, включающие и растворимые со единения Fe(II).В кристаллах магнетита атомы Fe(II) находятся в ок таэдрическом, а атомы Fe(III) в тетраэдрическом окружении атомов кислорода. Не исключено образование и других оксидов, например, FeО (вюстит), Fe2О3 (гематит). В работе [11] констатировано образо вание лепидокрокита FeООН при исследовании коррозии стали в мор ской воде в присутствии таких ингибиторов как полиоксиэтилен монопальмитат, натрийдодецилсульфат и др. Нами при проведении рентгенофазового анализа продуктов коррозии стали в отсутствие ин гибитора установлено образование на поверхности образцов магнети та. Продуктом коррозии образцов, помещенных в водопроводную во ду с добавками ГШ и ПШ является лепидокрокит, который представ ляет собой моногидрат трехвалентного железа в ромбической синго нии (рис. 4).

Рис. 4. Дифрактограммы образцов продуктов коррозии (сверху вниз):

ГШ+В, ПШ, без ингибитора (водные растворы) В кристаллах лепидокрокита катионы Fe3+окружены шестью ио нами кислорода, занимающими вершины искаженных октаэдров.

Подробное рентгеноспектроскопическое исследование показывает, что ионы кислорода занимают вершины искаженных октаэдров, обра зуя цепи, параллельные осям. Цепи через края октаэдров связаны друг с другом в продолжительные двойные полосы, параллельные (010), т.е. перпендикулярные плоскости, вытянутой в вертикальном направ лении. Эти двойные полосы, связанные друг с другом слабыми водо родными связями в форме зигзагообразный цепочек, могут создавать надежную защитную пленку.

Список литературы 1. Ледовских В. М. // Защита металлов. – 1987. – Т. 23, № 6. – С. 968–970.

2. Чистоклетов В. И., Акимова Г. С., Малышева Н. М. и др. // IV Всероссийская научная конференция «Химия и технология раститель ных веществ», 25-30 сентября 2000 г. – Сыктывкар, 2000. – С. 275.

3. Тищенко Г. П., Важенин С. Ф., Мойсеенко Н. Ю., Тищенко И. Г.// Защита металлов. – 1990. – Т. 26, № 5. – С. 846–848.

4. Щетинина Г. П. Изучение ингибирующего действия веществ, выделенных из отходов переработки растительного сырья / Г. П. Щетинина, Б. Б Чернов, Л. А. Земнухова, У. В. Харченко // Транспортное дело России : сб. науч. тр. – Москва. – 2005. – Вып. 3. – С. 135.

5. Земнухова Л. А. Полисахариды из отходов производства гречи хи / Л. А. Земнухова, С. В. Томшич, Е. Д. Шкорина, А. Г. Клыков // ЖПХ. – 2004. – Т.77, № 7. – С. 1192–1196.

6. Земнухова Л. А. Полисахариды из отходов производства риса / Л. А. Земнухова, С. В. Томшич, В. А. Мамонтова и др. // ЖПХ. – 2004.

– Т. 77, № 11. – С. 1901–1904.

7. Земнухова Л. А. Полисахариды из отходов производства подсол нечника / Л. А. Земнухова, С. В. Томшич, А. В. Ковехова., Л. Ю. Гре бень и др. // ЖПХ. – 2007. – Т. 80, № 7. – С. 1200–1205.

8. El-Etre A. Y // Corrosion Science. – 2003. – Vol. 45, № 11. – P. 2485–2495.

9. Aruna Bahadur. Development and evaluation of a low chromate cor rosion inhibitor for cooling water system / Aruna Bahadur // Canadian Metallurgical Quarterly. – 1998. – V.37. – P. 459–468.

10. Kahraman R. A study of corrosion control of carbon steel using in hibitors in a simulated environment / R. Kahraman [et.c.] // Anti-Corrosion Methods and Materials. – 2002. – V.49. – P. 346–353.

11. Tadros A. B. Corrosion behavior of steel with a polymeric coating in sea-water / A.B.Tadros [et.c.] // Pigment & Resin Tecnology. – 2001. – V. 30, № 4. – P. 234–239.



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.