авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

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


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

ВЕСТНИК

МОРСКОГО

ГОСУДАРСТВЕННОГО

УНИВЕРСИТЕТА

Серия

Судостроение и судоремонт

Вып. 47/2011

УДК 629.5.083.5(06)

Вестник Морского государственного

университета. Серия Судострое-

ние и судоремонт [Текст] : сб. науч. тр. – Вып. 47. – Владивосток : Мор. гос.

ун-т, 2011. – 106 с. – ISBN 978-5-8343-0689-4.

Настоящий выпуск научных трудов Морского государственного университе-

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

давателей, научных сотрудников, аспирантов по результатам научных исследова ний, направленных на:

– обеспечение долговечности плунжерных пар дизелей;

– выбор оборудования для лазерного упрочнения деталей СТС;

– диагностирование грузовых турбин;

– анализ отказов деталей дизелей;

– обеспечение экологической безопасности ресурсосберегающей эксплуата ции судовых дизелей;

– оценку технического состояния и ремонта конструкций судов с усталост ными трещинами.

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

Редакционная коллегия:

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

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

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

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

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

А. В. Арон, канд. техн. наук, доцент;

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

© Морской государственный университет ISBN 978-5-8343-0689- имени адмирала Г. И. Невельского, 2011 г.

УДК 621. Л. Б. Леонтьев, Н. П. Шапкин, А. Л. Леонтьев ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ПЛУНЖЕРНЫХ ПАР ДИЗЕЛЕЙ ПУТЁМ ПРИМЕНЕНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫХ ПОКРЫТИЙ Основной причиной отказов плунжерных пар топливных насосов высокого давления (ТНВД) судовых дизелей является потеря гидро плотности вследствие увеличения зазора между плунжером и втулкой из-за абразивного изнашивания сопряженных поверхностей трения, а также гидроабразивного, кавитационно-эрозионного изнашивания.

Реже встречаются отказы из-за задира и заедания, которые приводят к заклиниванию плунжера во втулке. Исследование рабочих поверхно стей плунжерных пар, поступающих на восстановление (объем вы борки свыше 5 тыс. шт.), позволил установить их распределение по видам износа и повреждениям (в %):

– абразивный износ плунжера и втулки……………………. – гидроабразивный износ отсечной кромки плунжера…… – кавитационно-эрозионный износ в районе отсечного отверстия втулки………………………………………………….. – кавитационно-эрозионный износ в районе отсечной кром ки плунжера……………………………………………………….. – задиры (заклинивание)…………………………………….. Доминирующим видом изнашивания является абразивное. В топ ливе всегда имеются твердые механические частицы, причём наи большее количество частицы имеют размер 1…5 мкм (это окислы кремния, алюминия, железа и цинка). Содержание окислов кремния в топливе достигает 50 % от общего количества примесей. Окислы кремния и алюминия имеют высокую твёрдость и оказывают наибо лее существенное абразивное воздействие (износы, задиры) на по верхности прецизионных деталей топливной аппаратуры [1].

Наибольшую опасность для прецизионных деталей представляют частицы размером от 2 до 10 мкм, соизмеримые с зазором, так как вы зывают интенсивное изнашивание при их попадании в зазор из-за не качественной очистки топлива. Попавшие в зазор между плунжером и втулкой частицы интенсивно изнашивают верхнюю часть плунжера и соответствующую часть втулки [1, 2]. Причём большему износу под вергается плунжер, величина его износа в золотниковой части превы шает величину износа втулки в верхней части в 2,0…2,5 раза.

В настоящее время для модифицирования поверхностей трения применяется свыше восьмидесяти различных геоматериалов, которые способны формировать защитные металлокерамические плёнки. Наи более широкое применение получил серпентинит, состоящий в основе из Mg6[Si4O10](OH)8, но не являющийся самым эффективным по своим характеристикам [2].

Для определения оптимальной триботехнической композиции для модифицирования стали ХВГ и хромового покрытия были выбраны следующие вещества и композиции:

1) серпентинит;

2) силикат природного происхождения;

3) кварцевая пыль;

4) серпентинит + природный силикат;

5) природный силикат, модифицированный полисахаридом при родного происхождения;

6) природный силикат, модифицированный полисахаридом при родного происхождения + серпентинит.

Модифицирование поверхности вращающегося образца осущест вляли методом натирания при нагрузке 300 Н.

Для триботехнических испытаний образцы изготавливали из стали ХВГ в форме роликов диаметром 45 мм, шириной 10 мм, часть образ цов покрывали хромовым покрытием толщиной 12…15 мкм. Перед проведением испытаний образцы полировали алмазной пастой до Ra = 0,063 мкм. Испытания на универсальной машине модели УМТВК проводили по схеме "ролик – ролик" в условиях граничного трения при постоянной скорости скольжения 0,628 м/с. В качестве неподвижного образца использовался ролик из стали ХВГ твердостью 60…61 HRC.

Смазку пары трения осуществляли капельным способом (25…30 ка пель в минуту). Для смазки применялось дизельное топливо марки Л-0,5 по ГОСТ 305-82. В качестве искусственного загрязнителя ис пользовалась кварцевая пыль дисперсностью 1…5 мкм. Концентрация загрязнителя в топливе составляла 1 %. Время испытаний каждой пары трения составляло четыре часа. Нагрузка изменялась от 100 до 500 Н.

В процессе испытаний фиксировали следующие параметры: ин тенсивность (величину) изнашивания, силу (коэффициент) трения и температуру фрикционного разогрева.

Очевидно, что повышение надёжности оборудования возможно при решении, как минимум, двух материаловедческих задач: первая задача – разработка современных износостойких материалов;

вторая – выбор оптимального сочетания материалов для конкретных условий работы трибосопряжений.

Первая задача нами была решена модификацией природного сили ката природным высокомолекулярным полисахаридом. Известно, что полисахарид внедряется в межплоскостное пространство силиката, резко увеличивая его и при этом уменьшая трение на наноуровне меж ду плоскостями, состоящими из двумерного алюмосиликата.

Минимальный суммарный износ сопряжения наблюдается при ис пользовании композиции № 4 и составляет всего 46 % от суммарного износа базового варианта сопряжения (ХВГ – Сr), в том числе износ модифицированного хрома составляет 38,6 % от базового варианта, а стали ХВГ – 49 %.

При использовании композиции № 5 износа модифицированного хрома практически нет благодаря свойству алюмосиликата, модифи цированного полисахаридом. Однако износ неподвижного образца примерно такой же, как у пары трения ХВГ – Cr.

Применение композиции № 6 приводит к износу модифицирован ного образца только при нагрузке 500 Н (уменьшается его вес), однако при этом происходит увеличение диаметра образца на 0,006 мм (рис. 1). Износ неподвижного образца составляет 53,9 % от износа ба зового варианта (ХВГ – Сr).

Рис. 1. Влияние нагрузки на скорость изнашивания покрытия при испытании по схеме «ролик – ролик» в условиях трения при граничной смазке для трибосопряжения:

1 – ХВГ – хром;

2 – ХВГ – хром, модифицированный композицией № 1;

3 – ХВГ – хром, модифицированный композицией № 4;

4 – ХВГ – хром, модифицированный композицией № Модифицирование поверхности любой композицией материалов уменьшает температуру в зоне трения на 8…10 % в зависимости от состава триботехнической композиции и нагрузки, действующей на трибосистему (рис. 2).

Рис. 2. Влияние нагрузки на температуру в зоне трения при испытании по схеме «ролик – ролик» в условиях трения при граничной смазке для трибосопряжения:

1 – ХВГ – ХВГ;

2 – ХВГ – хром;

3 – ХВГ – ХВГ, модифицированный композицией № 4;

4 – ХВГ – хром, модифицированный композицией № 2;

5 – ХВГ – хром, модифицированный композицией № Коэффициент трения стабильный и самый низкий почти во всем диапазоне нагрузок у трибосопряжения с образцом, модифицирован ным серпентинитом. По сравнению с базовой парой трения (ХВГ – Сr) коэффициент трения меньше на 10…50 % в зависимости от на грузки (рис. 3).

Следует отметить, что коэффициент трения у хромированных об разцов после модифицирования поверхности трения при малых на грузках близок к коэффициенту трения хрома, но с повышением на грузки до 200…300 Н (в зависимости от состава композиции) значи тельно меньше (на 25,4…38,4%).

Полученные результаты свидетельствуют о высокой эффективно сти применения для условий трения, характерных для прецизионных деталей топливной аппаратуры (плунжерная пара, игла-корпус распы лителя форсунки) дизелей, композиционных износостойких покры тий. Модифицирование подвижной поверхности узла трения геомате риалами, модифицированными полисахаридом, приводит к сущест венному уменьшению параметров шероховатости и коэффициента трения и, как следствие, к снижению энергетического уровня кон тактного взаимодействия трущихся поверхностей и величины износа трибосопряжения. Все эти положительные изменения триботехниче ских характеристик сопряжения позволяют говорить о перспективно сти использования данной технологии для повышения долговечности плунжерных пар.

Рис. 3. Влияние нагрузки на коэффициент трения при испытании по схеме «ролик – ролик» в условиях трения при граничной смазке для трибосопряжения: 1 – ХВГ – ХВГ, модифицированный композицией №4;

2 – ХВГ – ХВГ;

3 – ХВГ – хром;

4 – ХВГ – хром, модифицированный композицей №6;

5 – ХВГ – хром, модифицированный композицией №4;

6 – ХВГ – хром, модифицированный серпентинитом Список литературы 1. Леонтьев Л. Б. Технологическое обеспечение надежности судо вого оборудования / Л. Б. Леонтьев. – Владивосток : Мор. гос. ун-т, 2009. – 544 с.

2. Лазарев С. Ю. К вопросу о критериях выбора природных мине ральных материалов и других веществ для покрытий разного назначе ния / С. Ю. Лазарев, С. Б. Токманев, В. Б. Хмелевская // Металлообра ботка. – 2006. – № 3 (33). – С. 29–35.

УДК 621.375. В. М. Ходаковский ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ВЫБОРА ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ЛАЗЕРНОГО УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ Современное развитие судовых энергетических установок харак теризуется увеличением их удельной мощности с одновременным стремлением повысить их надежность и эффективность при возрас тающей интенсивности эксплуатации.

Детали цилиндропоршневой группы работают в условиях гранич ного трения при высокой температуре и механической нагрузке. Ра бочая поверхность таких деталей должна иметь способность локали зовывать адгезионные, усталостные и абразивные повреждения, пре дотвращать разрушительное изнашивание, вызываемое микросхваты ванием. Основным материалом, применяемым для изготовления дета лей цилиндропоршневой группы, является серый низколегированный чугун. Для данного материала существует связь структуры припо верхностных слоев деталей с интенсивностью изнашивания и стойко стью к задирообразованию.

Лазерный луч при упрочнении ответственных деталей имеет пре имущества перед другими источниками нагрева:

– высокую регулируемую как в пространстве, так и во времени мощность излучения;

– локальность воздействия, ограниченность зоны теплового воз действия;

– простоту управления, отсутствие изнашивания «инструмента» – лазерного луча;

– возможность обработки поверхности в труднодоступных местах и полной автоматизации процесса.

Лазерное упрочнение железоуглеродистых сплавов заключается в нагреве участков поверхности детали до температур выше критиче ских и в последующем охлаждении с высокой скоростью, обеспечи вающей фазовые превращения в материале. Охлаждение нагретых объемов материала после прекращения действия лазерного излучения в основном происходит вглубь детали вследствие теплопроводности, а также за счёт теплоотдачи с поверхности в окружающую среду. Воз никающий при лазерном нагреве высокий градиент температуры и локальность лазерного воздействия, в сочетании с высокой скоростью перемещения источника нагрева, способствуют формированию жёст кого термического цикла, характеризующегося не только высокой скоростью нагрева зоны лазерного воздействия, но и высокой скоро стью её охлаждения, что позволяет получать поверхности, обладаю щие высокой износостойкостью.

Основными показателями, определяющими работоспособность и износостойкость поверхности детали, подвергнутой лазерной обра ботке, являются глубина и твёрдость зоны лазерного воздействия.

Глубина упрочненного слоя определяет ресурс положительных свойств поверхности. Твёрдость характеризует структурные измене ния, происшедшие в поверхностном слое материала в результате ла зерной обработки, и определяет свойства упрочнённой поверхности.

Однако, несмотря на преимущества, лазерное упрочнение имеет пока ограниченное применение вследствие высокой стоимости лазе ров и недостаточной изученности особенностей и возможностей про цесса, отсутствием рекомендаций по выбору технологических пара метров упрочнения, а также специализированного технологического оборудования и приспособлений.

Информация о тепловом состоянии металла в процессе обра ботки является исходной для анализа геометрии зоны лазерного воз действия, характера и степени фазовых превращений, конечной структуры металла, напряженно-деформированного состояния и свойств упрочнённой поверхности. Поэтому важной является темпе ратура, при которой происходит процесс лазерного упрочнения.

Температурный режим лазерного упрочнения и значения показа телей упрочнённого слоя зависят от полезной мощности излучения, времени лазерного воздействия и размеров светового пятна на облу чаемой поверхности.

Одной из основных особенностей лазерной обработки, в полной мере относящейся и к упрочнению, является то, что при данной мощ ности лазерного луча полезная мощность источника нагрева может изменяться в довольно широких пределах. Это связано с многообра зием и сложностью явлений, влияющих на поглощение излучения. В литературе этому вопросу уделяется недостаточно внимания. А зна ние эффективного КПД лазерного нагрева необходимо для расчёта режимов упрочнения.

При воздействии лазерного излучения на поверхность обрабаты ваемого металла происходит лишь частичное его поглощение, так как происходят потери лазерного излучения вследствие отражения от по верхности и экранирования излучения плазменным облаком, возни кающим вследствие ионизации окружающей атмосферы. Эффектив ный коэффициент поглощения Аэф зависит от длины волны излучения, рода материала, топографии и формы, химического состава обрабаты ваемой поверхности, характера распределения и уровня плотности мощности в фокальном пятне, направленности излучения по отноше нию к поверхности и др.

Принципиально лазерное упрочнение можно производить непре рывным либо импульсным излучением. Применительно к крупнога баритным судовым деталям имеет смысл только лазерное упрочне ние непрерывным излучением. В качестве источника непрерывного излучения широкое распространение в настоящее время получили СО2-лазеры.

СО2-лазеры являются источниками лазерного излучения с длиной волн 10,6 мкм. При такой длине лазерного излучения происходит его интенсивное отражение при воздействии на поверхность деталей из железоуглеродистых сплавов. Чистая металлическая поверхность мо жет отразить более 95 % мощности лазерного излучения.

В этой связи для уменьшения потери мощности лазера на поверх ность детали перед обработкой наносят различного рода поглощаю щие покрытия, которые позволяют увеличить коэффициент поверхно стного поглощения до 0,75…0,90 [1]. В настоящее время применяют следующие типы покрытий:

– химические покрытия (фосфатирование, воронение, сульфиди рование, анодирование);

– углеродистые покрытия (сажа, графит и их растворы в спирте, растворителях);

– лакокрасочные покрытия (краски на основе углерода или окси дов металлов (Fe3O4, Pb3O4, ZnO и др.));

– специальные водорастворимые краски (МСЦ-510, СГ-504, ФС-1М);

– твердоплёночные покрытия из бумаги или полиэтилена.

Таким образом, температура в зоне обработки, определяющая превращения в поверхностном слое чугуна, зависит от поглощенной мощности лазерного излучения, которая в свою очередь зависит от:

– полной мощности излучения, испытывающей значительные временные флуктуации;

– коэффициента поглощения, который может менять значения в зависимости от условий обработки.

Если временная нестабильность полной мощности излучения как то нормируется и её значение можно оценить по данным, приводимым в технической документации на поставку лазера, то изменения коэф фициента поглощения в ходе лазерного упрочнения необходимо оп ределять экспериментально.

Нанесение химических покрытий являются трудоёмкими техноло гическими процессами и практически не всегда возможными приме нительно к крупногабаритным судовым деталям. В этой связи широ кое применение в качестве поглощающих покрытий нашли лакокра сочные покрытия и специальные водорастворимые краски. Однако в этом случае возникает проблема обеспечения одинаковой толщины поглощающего покрытия по всей упрочняемой поверхности.

С целью определения влияния толщины поглощающего покрытия на поглощенную мощность излучения СО2-лазера был проведён экс перимент, суть которого заключалась в том, что на поверхность дета ли из чугуна марки СЧ30 в качестве поглощающего покрытия кистью наносилась гуашь, затем поверхность обрабатывалась на одном режи ме. Световое пятно на поверхности детали фотографировалось со ско ростью 30 кадров/сек. Параметры режима обработки устанавливались исходя из обеспечения микрооплавления поверхности. При этом ши рина упрочненной дорожки составляла 6 мм. Результаты эксперимен та приведены на рис. 1.

Рис. 1. Влияние неравномерности толщины поглощающего покрытия на поглощенную мощность излучения СО2-лазера В качестве источника излучения использовался СО2-лазер «Коме та-2». Нестабильность поглощённой мощности излучения оценива лась по изменению яркости зоны лазерного воздействия.

Из рисунка видно, что большей толщине поглощающего покрытия (темные участки поверхности) соответствует большая яркость зоны лазерного излучения и, соответственно, большая поглощённая мощ ность. Нестабильность поглощённой мощности по упрочняемой по верхности приводила к нестабильности толщины упрочненной зоны, которая в отдельных случаях достигала 60 %.

В этой связи представляется целесообразным осуществлять лазер ное упрочнение излучением с длинной волны 1 мкм. В этом случае можно отказаться от использования поглощающих покрытий, так как при такой длине волны излучение очень интенсивно поглощается по верхностью деталей из железоуглеродистых сплавов.

Такая возможность появилась совсем недавно и связана она с по явлением на рынке мощных волоконных лазеров. Волоконные лазеры обеспечивают широкий диапазон мощностей от 5 Вт до более 50 кВт, с КПД до 30 % (у СО2-лазеров он составляет 5 %).

В настоящее время отечественная компания НТО «ИРЭ-Полюс»

разрабатывает и серийно производит высокоэффективные волоконные лазеры и усилители, оптические компоненты, узлы, модули и другие элементы для различного применения, в том числе для промышлен ных комплексов лазерной резки, сварки, закалки, термообработки и маркировки.

Существует большое число моделей волоконных лазеров различ ного назначения. Ниже представлена линейка промышленных воло конных лазеров с длиной волны 1,07 мкм и выходной мощностью от 700 до 7000 Вт (табл. 1). Такие лазеры позволяют решать практически весь спектр технологических задач по лазерной резке, сварке, наплав ке и упрочнению деталей в условиях судоремонтного производства.

В конструкцию лазеров заложен модульный принцип, что позво ляет наращивать мощность лазера добавлением модулей практически ничего не меняя в производственной системе. Замена дополнительных блоков занимает не более 3 часов. Это обстоятельство позволяет на ращивать производственные мощности постепенно и тем самым уменьшает начальные капитальные затраты.

Технологические преимущества волоконных лазеров заключаются в следующем:

– для волоконных лазеров практически не требуется такое техни ческое обслуживание, как настройка, юстировка, чистка и др.;

– допускает размещение в обычных рабочих помещениях цехов без учета специальных требований;

– компактность установок обусловлена тем, что лазер может за нимать удобное для работы месторасположение, даже если оно нахо дится на значительном расстоянии от места и обработки деталей;

– возможность передачи излучения по световоду;

– срок работы до 100000 часов;

– стеклянная оптика (использование стеклянных фокусирующих линз) позволяет снизить затраты на фокусирующую систему.

Таблица Промышленные волоконные лазеры Параметр ЛС-07 ЛС-1 ЛС-3 ЛС- Максимальная выходная мощ ность, Вт 700 1000 3000 Режим работы Непрерывный, модулируемый до 2 кГц Качество выходного пучка ВРР, мммрад 2–2,5 2–2,5 2,5–5 4,5– Оптический выход коннектор QBH Охлождение водяное Потребляемая мощность, кВт 3 4 12 Вес, кг 400 420 480 Следует отметить, что волоконные лазеры сейчас стоят несколько дороже СО2-лазеров. Ориентировочная цена волоконного лазера ЛС- составляет 3500 тыс. руб.

Кроме того необходимо приобрести :

– лазерный блок стоимостью 500 тыс. руб., который непосредст венно формирует поток излучения в зоне обработки;

– роботизированный манипулятор для перемещения лазерной го ловки или изделия стоимостью 2000 тыс. руб.

Следовательно, базовая сумма затрат на технологическую систему мощностью 1000 Вт составит около 6 млн. руб.

Список литературы 1. Григорьянц А. Г. Методы поверхностной лазерной обработки:

учеб. пособие для вузов / А. Г. Григорьянц, А. Н. Сафонов. – М. :

Высш. шк., 1987. – 191 с.

УДК 629.12. К. П. Беляков, С. А. Худяков ДИАГНОСТИРОВАНИЕ ГРУЗОВЫХ ТУРБОНАСОСОВ Современное состояние технической эксплуатации судовых энер гетических установок (ЭСЭУ) требует глубоких знаний и навыков ме хаников при выполнении работ по всем составляющим данного пред мета: технического использования судовых технических средств (СТС), а также технического обслуживания и ремонта (ТО и Р).

При техническом использовании СТС широкое применение нахо дит техническая диагностика для оценки состояния объектов и после дующего выполнения работ по ТО и Р с целью восстановления рабо тоспособного состояния техники. Проведение всех работ сопровожда ется заполнением ряда технологических документов, которые необхо димо использовать с целью накопления результатов диагностирования СТС, а также согласования и планирования работ по их ТО и Р.

По результатам технического диагностирования (ТД) производится:

– при хорошем состоянии – дальнейшая эксплуатация СТС, по строение математической модели (ММ) изменения диагностического параметра во времени P(t) при наличии не менее 2-х результатов из мерений и начального значения Роi (после i-го восстановления СТС);

– при удовлетворительном состоянии – тоже и определяется оста точный ресурс по математической модели при условии P = [P]2, где [P]2 – предельное значение диагностического параметра, соответст вующее неудовлетворительному стоянию СТС. Если значение оста точного ресурса невелико и значительно меньше ресурса, то выполня ется ТО или ремонт;

– при неудовлетворительном состоянии – СТС выводится из экс плуатации и производится его восстановление за счет ТО или ремон та. При этом уточняется ММ по законченному эксплуатационно ремонтному циклу (ЭРЦ), определяется значение действительной на работки на отказ с использованием ММ, так как наработка СТС на момент последнего диагностирования может быть больше определяе мой величины. Целесообразно после восстановления СТС и испыта ний его в работе произвести измерения начальных диагностических параметров для (i+1)-го ЭРЦ.

Структурно турбонасос состоит из трех отдельных механизмов:

турбины, редуктора и центробежного насоса. Валопровод, передаю щий крутящий момент от редуктора к насосу и состоящий из 2-х ва лов и 3-х муфт, в данной статье не рассматривается. Однако неодно кратные отказы подшипников насосов были вызваны некачественной центровкой валопровода, не имеющего опорных подшипников, что вы зывает определенные проблемы при эксплуатации грузовых насосов.

Методики диагностирования СТС приведены в руководящем до кументе РД 31.20.50–87 (РД) [1]. В этом же РД приведены нормы до пускаемых значений диагностических параметров.

При подготовке статьи использовались судовые документы танке ров типа «Залив Америка» (грузовой турбонасос с турбиной ENV-120G) и типа «Приско Мизар» (грузовой и балластный турбона сосы с турбинами ENV-125G и ENV-112G). Основные характеристики турбин приведены в табл. 1.

Таблица Основные характеристики турбин Параметры ENV-112G ENV-120G ENV-125G Назначение турбонасоса Балластный Грузовой Грузовой Мощность, кВт 205 1130 - Частота вращения, мин 9934 8055 Расход пара, кг/ч 2629 12500 Диагностирование турбины.

Для диагностирования выбран турбонасос, представленный на рис. 1, с турбиной фирмы HHI типа ENV-125G, вертикального испол нения, двухступенчатой, импульсной, с понижающимся редуктором.

Основные характеристики турбонасоса следующие:

Количество на судне, шт Мощность, кВт Давление пара на входе, МПа 1, Давление на выходе, мм Hg Расход пара, кг/ч Частоты вращения:

турбины, об/мин выходного вала редуктора и насоса, об/мин Передаточное отношение редуктора 5, Направление вращения против часовой стрелки Тип регулятора частоты вращения Woodward UG Насос типа CVD-45 фирмы HHI Производительность, м3/ч Напор, м в.ст. Рис. 1. Грузовой турбонасос (турбина и редуктор в одном корпусе в машинном отделении, насос – в насосном отделении ниже палубы) Для паровой турбины диагностические параметры: ударные им пульсы, вибрация, частота вращения.

Нормы ударных импульсов (из РД) приведены в табл. 2.

Таблица Нормы ударных импульсов для подшипников Вид состояния Уровень ударных импульсов dBN*, дБ Хорошее менее Удовлетворительное 20– Неудовлетворительное более * – dBN нормированный уровень ударных импульсов.

Учитывая демпфирующие устройства подшипников скольжения в турбине, нормы уровня ударных импульсов необходимо увеличить на 10…12 дБ.

Нормы вибрации для паровых турбин отсутствуют в РД. Поэтому предлагается использовать нормы вибрации для турбоприводов из Правил классификации и постройки морских транспортных судов МРС (2007, т. 2, рис. 9.5.4), которые приведены на рис. 2.

V, мм / с f, Гц Рис. 2. Нормы вибрации турбины по Правилам РМРС.

Принято при оценке состояния турбины: зона А – хорошее, В – удовлетворительное;

С – неудовлетворительное состояние Для турбины ENV-125G (основная частота около 120 Гц) нормы вибрации по Правилам МРС составляют:

– зона хорошего состояния (А) до V4 = 4,6 мм/с;

– зона удовлетворительного состояния (В) до V3 = 7,5 мм/с.

Эти виброскорости соответствуют ускорениям и виброперемеще ниям, которые определяются по формулам a=V и S = V/, где a – ускорение;

V – виброскорость;

– круговая частота ( = 2f1 = 2120 = 749 с–1;

f1 = n/60 – частота вращения вала турбины в Гц;

S – виброперемещение.

На частоте ротора турбины 120 Гц ускорения и виброперемеще ния составят а4 = 0,35g = 3445 мм/с2 и а3 = 0,57g = 5618 мм/с2;

S4 = 6 мкм и S3 = 10 мкм.

На частоте вала редуктора 22,5 Гц ( = 141,4 с–1) эти параметры составят а4 = 0,068g = 650,44 мм/с2 а3 =0,108g = 1060,5 мм/с2;

и S4 = 32,5 мкм и S3 = 53 мкм.

Оценку технического состояния турбины предлагается произво дить по диагностическим параметрам аналогично грузовому насосу с той же периодичностью (табл. 3).

Таблица Периодичность контроля технического состояния насосов Периодичность, месяц Вид контроля Хорошее Удовлет.

Ударные импульсы и вибрация, температура подшипников при наработке более 3000 ч 6 Тоже при наработке менее 3000 ч 12 Контроль уменьшения толщины корпуса 12 Осмотр рабочего колеса эндоскопом 12 Принципиально ресурс турбины (30 тыс. часов) значительно больше, чем насоса, поэтому за контролируемый период времени тех ническое состояние турбины изменяется не значительно.

Математическая модель изменения виброскорости турбины во времени, которая как для большинства ротационных механизмов представляет собой показательную функцию (1):

Vт = V0 + k t.а, мм/с, (1) где V0 – значение виброскорости с начала эксплуатации (или по сле последнего ремонта ) турбины;

k – постоянный коэффициент;

а – показатель степени;

t – наработка в часах.

Значения коэффициента k и показателя степени а определяются методом наименьших квадратов по нескольким результатам измере ний вибрации с определенной периодичностью.

Остаточный ресурс для турбины (прогнозируемая наработка тур бины с момента последнего диагностирования до перехода в неудов летворительное состояние, т. е. до появления дефекта) при Vт = [V] оп ределится из уравнения (1) по формуле (2) tост = {([V] – V0)/k}1/a. (часов) (2) Следует учитывать, что остаточный ресурс может реализоваться в дальнейшем только при строгом соблюдении Правил технической эксплуатации турбонасоса.

Диагностирование грузового насоса.

Грузовой насос типа CVD-45 фирмы HHI: вертикальный центро бежный одноступенчатый с приводом от паровой турбины с произво дительностью – 4000 м3/ч при напоре – 135 м в.ст., частота вращения – 1350 мин–1, потребляемая мощность – 1790 кВт.

Методика диагностирования распространяется на все виды насо сов: лопастные – центробежные и вихревые;

объемные – шестерен ные, винтовые, водокольцевые, многоплунжерные.

Диагностические параметры: ударные импульсы, уровень виб рации, перегрев подшипников, снижение производительности и напора, уменьшение толщины корпуса и результаты осмотра рабочего колеса (эндоскопия).

Нормы параметров для различных видов состояний:

– ударные импульсы нормируются по общим правилам (табл. 1);

– уровень вибрации оценивается по среднеквадратичному значе нию виброскорости (мм/с) по нормам ISO 2372 в диапазоне частот 10…1000 ц (погрешность не более 10 %). Схемы и точки измерения ударных импульсов и вибрации на насосах приведены на рис.3.

Нормы вибрации, приведенные в РД, для судовых насосов пред ставлены на рис. 4 и ограничиваются мощностью приводных электро двигателей 300 кВт. Для насосов типа CVD-45 нормы вибрации пред лагается расширить до мощности 3000 кВт по уравнениям линейных зависимостей вида lgV = k(lgN). (3) Рис. 3. Точки измерения вибрации на насосе (3,4.5) Рис. 4. Расширенные нормы вибрации судовых центробежных насосов.

Обозначения зон: I – хорошее состояние;

II – удовлетворительное состояние;

III – неудовлетворительное состояние Тогда эти нормы составят:

– для зоны хорошего состояния до V4 = 7,0 мм /с (или S4 = 49мкм);

– для зоны неудовлетворительного – выше V3 = 16,0 мм/c (или S3 = 113 мкм), что соответствует ускорениям а4 = 0,13g и а3 = 0,29g.

При измерениях вибрации в 1/3 – октавных полосах данные нор мы должны быть уменьшены в 1,2 раза.

Повышение температуры подшипников не должно превышать значения t 15–20 °С (по сравнению с нормальной). Снижение про изводительности и напора допускается не более 20…30 %.

Повышение температуры подшипников не должно превышать значения t 15–20 °С (по сравнению с нормальной). Снижение про изводительности и напора допускается не более 20…30 %.

Уменьшение толщины корпуса (местное) – не более 20…30 %.

Периодичность контроля технического состояния насосов приведена в табл.3.

В случае необходимости периодичность контроля технического со стояния может назначаться в часах наработки, как это приведено ниже.

Диагностирование редуктора При диагностировании редуктора (одноступенчатого с передаточ ным отношением – 5,297 и числом зубьев шестерен – 37 и 196) его техническое состояние оценивается по уровню вибрации корпуса в районах подшипников. Нормы вибрации редукторов отсутствуют РД и поэтому принимаются в соответствии со стандартом [4]. При этом для редуктора принимаются критерии оценки вибрационного состоя ния, как механизма 1-го класса (отдельные части двигателей и машин, соединенные с агрегатом и работающие в обычном для них режиме).

Допускаемые среднеквадратичные значения виброскоростей (Vскв) для различных видов состояний объектов (зоны А, В, С и D) приведе ны в табл. 4.

Категорию состояния В следует рассматривать как состояние хо рошее, С – удовлетворительное, а D – неудовлетворительное.

В таком случае для редуктора турбонасоса принимаем следующие значения среднеквадратичных виброскоростей:

– для хорошего состояния до Vскв4 = 1,80 мм/с;

– для удовлетворительного до Vскв3= 4,50 мм/с и неудовлетвори тельное – [V] выше этого значения. При частоте вала редуктора, рав ной 22,5 Гц, виброперемещения составят: S4 = 13 мкм и S3 = 32 мкм.

Основные гармонические составляющие в вибрации редуктора имеют частоты:

– частота вращения ротора турбины (n = 7151 мин–1 или f1 = 119,2 Гц);

– частота вращения выходного вала (насоса, nн = n/i = 1350 мин– или fн = 22,5 Гц, где i = 5,297 – передаточное отношение);

– зубчатая частота (fz = f1 z = 4409,8 Гц, где z = 37– число зубьев ведущей шестерни, или nz = nн zн, где zн = 196 – число зубьев ведомой шестерни).

Таблица Допускаемые значения виброскоростей для 1 объектов класса Vскв, * Класс 1 Уровень вибрации 0, A Для новых машин при введении в эксплуатацию.

0, 0, 1,12 B Эксплуатация без ограничения срока 1, 2,80 C Длительная эксплуатация недопустима 4, 7,10 Уровень вибрации в данной зоне рассматривается D как достаточно серьезный, для того чтобы вызвать 11, повреждение машины 18, * – Vскв = (Vi2/n)0,5, мм/с (по всем n гармоническим составляющим).

Результаты измерений вибрации грузовых турбонасосов, выпол ненных фирмой HHI при сдаче танкера «Приско Мизар», приведены в табл. 5 [3].

Таблица Значения максимальных амплитуд вибрации турбонасосов Амплитуды, мкм Тип турбин ENV-112G ENV-125G(1) ENV-125G(2) ENV-125G (3) Объект Норма* Турбина 50 12 22 20 Насос:

верх 130 38 54 52 низ 130 15 33 29 *– допускаемые значения амплитуд (нормы фирмы HHI) несколько от личаются от норм МРС РД (53 мкм для турбин и 113 мкм для насосов).

Анализ результатов измерений вибрации (табл. 5) и норм вибра ции фирмы HHI, РД и Правил МРС свидетельствует о том, что они отличаются несущественно, но должны быть дифференцированы для турбин (и редукторов, находящихся в одном корпусе) по соответст вующим частотам. Это связано с тем, что возмущение возможно на разных частотах валов турбины и редуктора, например, из-за нерав номерного износа, вызывающего разбаллансировку этих элементов.

Таким образом, предлагаемое диагностирование грузовых турбо насосов с использованием различных норм диагностических парамет ров целесообразно применять на практике. При этом после опреде ленного времени и накопления опыта и фактического материала по диагностирование указанных объектов методику внести в РД [1].

Список литературы 1. РД 31.20.50–87. Комплексная система технического обслуживания и ремонта судов. М. : В/О «Мортехинформреклама», 1988. 220 с.

2. Голуб Е. С. Диагностирование судовых технических средств :

справочник. М : Транспорт, 1993. 150 с.

3. Hull 1737–1738 Prisco Mizar 160 tt dwt. General Part. FG-10 Result of sea trial. HHI, 2007.

4. ГОСТ ИСО 10816–1–97. Вибрация. Контроль состояния машин по результатам измерений вибрации на не вращающихся частях.

УДК 621.436:629. А. В. Струтынский,.С. А. Худяков ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ОТКАЗЫ ДЕТАЛЕЙ ДИЗЕЛЯ K9Z60/105E Эксплуатационные отказы деталей цилиндропоршневой группы (ЦПГ) малооборотных дизелей происходят в основном по причине не соблюдения Правил технической эксплуатации двигателей внутренне го сгорания (ДВС). Однако выявление причин и времени этих собы тий процесс достаточно трудоёмкий, требующий достоверных резуль татов обследований разрушенных деталей и сведений об условиях эксплуатации объекта до отказа.

Выполнено ряд аналогичных исследований причин отказов дета лей ДВС, результаты которых опубликованы в монографии автора и статьях. В случае с теплоходом «Айон» судовладелец предоставил все необходимые технические документы и сведения по результатам ана лиза повреждений и отказов, подготовленных собственной службой технической эксплуатации.

Основные характеристики теплохода «Айон»:

Место постройки г. Росток, Германия, 1980 г.

Длина максимальная, м 150, Ширина, м 21, Высота борта, м 8, Тип судна сухогруз Главный двигатель фирма МАН тип K9Z60/105E (двухтактный, 9-ти цилиндровый с турбонаддувом).

Обследование главного дизеля т/х «Айон» выполнялось в связи с от казами деталей ЦПГ. Отказы были обнаружены в следующих деталях:

– крышка цилиндра № 6 (трещина на огненной поверхности);

– цилиндровые втулки № 1 и 3 (трещины, микрозадиры, повышен ный износ и закоксованность отверстий подвода цилиндрового масла от лубрикаторов).

Восстановление крышки цилиндра было возможно только в заво дских условиях по технологии, согласованной с Морским регистром судоходства. Цилиндровые втулки восстановлению не подлежали, все детали не выработали ресурс, установленный фирмой дизелестроителем.

Анализ имеющейся технической документации по отказам деталей ЦПГ главного дизеля фирмы МАН типа K9Z60/105E т/х «Айон» показал:

1. Главный дизель (ГД) фирмы MAN типа K9Z60/105E на момент отказа деталей ЦПГ отработал более 121 тыс. часов.

В декабре 2008 года на переходе судна из порта Ванино во Владиво сток произошли отказы одной крышки и двух втулок цилиндров [2].

Анализ сведений, приведенных в документах [1–7], даёт возмож ность оценить техническое состояние ГД т/х «Айон» перед отказами деталей ЦПГ: крышки цилиндра № 6 и цилиндровых втулок № 1 и 3 и установить причины этих событий.

2. Крышка цилиндра № 6. Появление трещины на огневой поверх ности крышки является следствием воздействия термических напря жений (постоянных) и циклических напряжений от давления сгорания топлива в цилиндре. Уровень первых зависит от разницы температур со стороны камеры сгорания и полости охлаждения. При несоблюде нии программы ввода дизеля под нагрузку, что подтверждается доку ментами [3], из-за холодной охлаждающей воды термические напря жения достигают значительной величины. При этом циклические за висят только от режима работы ГД, т. е. от максимального давления сгорания Pz, а также от распределения нагрузки между цилиндрами и угла опережения подачи топлива в цилиндр. Появлению трещины только на одной крышке могли способствовать и другие факторы, на пример в самой крышке был концентратор напряжений (значительный коррозионный износ с внутренней стороны) или она наиболее интен сивно охлаждалась водой по сравнению с другими.

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

3. Втулки цилиндров № 1 и 3 отказали по причине значительного износа, который является результатом полусухого трения с отдельными участками, где наблюдались микрозадиры [3]. К основным причинам, вызвавшим повышенный износ втулок цилиндров, следует отнести:

– недостаточная смазка рабочих поверхностей цилиндровых втулок;

– закоксованность отверстий подвода цилиндрового масла от луб рикаторов;

– неподвижность поршневых колец по той же причине, что приво дило к пропуску воздуха (при сжатии) и газов (при расширении).

Однако перечисленные причины отказов деталей стали следстви ем ряда факторов, основными из которых являются:

– отсутствие контроля качества распыла топлива форсунками от че го зависит процесс сгорания топлива (субъективный фактор). При рабо те на тяжёлом топливе этому необходимо уделять особое внимание, т. к.

при неполном сгорании топлива на поверхностях деталей ЦПГ образу ется нагар из тяжёлых фракций топлива – асфальтенов и сажи);

– отсутствие контроля рабочих параметров по цилиндрам (давле ний сжатия Рс, максимального давления сгорания Pz и среднего ин дикаторного давления рi), что является свидетельством эффективно сти работы поршневых колец, угла опережения подачи топлива и на грузки на цилиндр;

– накопление в подпоршневых полостях грязного цилиндрового масла с остатками несгоревшего топлива. Эти продукты под давлени ем воздуха и газов попадают в подпоршневые полости через зазоры между втулками и неподвижными поршневыми кольцами (также субъективный фактор). Необходимо регулярно очищать подпоршне вые полости и не допускать возникновения пожаров в этих полостях ;

– выполнение технического обслуживания ЦПГ (мотоочистки) с ориентацией на интервал времени – 5 тыс. часов по рекомендациям фирмы МАN, что внесено в журнал ТО ГД, п. 15 (субъективный фак тор). Однако, из приведенной таблицы в документе [3] видно, что все поршни не отработали 5 тысяч часов, а на большинстве из них кольца закоксованы и неподвижны.

На основании изложенного сделаны следующие выводы:

1. Появление трещин в крышке цилиндра № 6 ГД является следст вием несоблюдения судовыми механиками требований ПТЭ [7. Часть III. Судовые дизельные установки, п. 2.2. Ввод в режим эксплуатаци онной нагрузки].

2. Повышенный износ втулок цилиндров ГД № 1 и 3, приведший к их отказам, также вызван грубейшим нарушение ПТЭ [7. Часть III.

Судовые дизельные установки, п. 2.7. Обслуживание топливной сис темы;

п. 4. Контроль и регулирование параметров рабочего процесса;

п. 7.9. Техническое обслуживание топливной аппаратуры;

п. 8.5. По вышенный износ, нагрев отдельных сборочных единиц и деталей;

п. п.

8.5.1.8 и 9. ЦПГ, где приведены причины повышенного износа и ре комендации по их устранению].

3. Отказы крышки и втулок цилиндров следует отнести к эксплуа тационным, т. к. они произошли по вине судовых механиков, нару шивших ПТЭ дизелей. Поэтому, согласно «Правил страхования су дов» (п. 3.2.1 а) и «Договора страхования средств водного транспор та» (п. 1.2) считаем отказы крышки и втулок цилиндров страховым случаем.

4. Считаем, что к прямым затратам судовладельца, подлежащим возмещению со стороны страховщика, по устранению отказов упомя нутых деталей ЦПГ следует отнести:

– стоимость отказавших деталей (одной крышки и двух втулок цилиндров);

– стоимость работ по замене отказавших деталей;

– аренда причала в ПСРЗ;

– эксплуатационные расходы судна за пять суток.

Следует отметить, что работа дизелей фирмы МАН на тяжелом топливе предусмотрена технической документацией на всех специфи кационных режимах, т. е. на полном, среднем и малом ходу [7]. Толь ко при пуске, на маневрах и при остановке перед длительной стоянкой рекомендуется переходить на дизельное топливо. Для снижения вяз кости тяжелого топлива предусмотрен подогрев его на всех режимах работы дизелей.

В заключение следует отметить, что основной причиной отказов де талей ЦПГ ГД т/х «Айон» является нарушение требований Правил тех нической эксплуатации дизелей эксплуатационным персоналом судна.

Список литературы 1. Протокол испытаний нефтепродукта / Analysys № 85 от 16.12.2008 г.

2. Объяснительная старшего механика Татаринцева Ю.М. капита ну т/х «Айон» Титову Ю.В. от 19.12.2008.

3. Заключение СТЭФ судовладельца по случаю отказа главного двигателя т/х «Айон» от 30.12.2008.

4. Сюрвейерский отчет о проведении технического осмотра по вреждений деталей и узлов ГД на «Айон» от 26.01.2009. Агентство «Фетмис».

5. Нормативы на техническое использование СЭУ, расход топлива и масла для судов ASH Ltd на 2008 г.

6. Выписка «Работа на тяжелом топливе » из фирменного доку мента №60–0004: 2505/3 завода VEB Machinenbau Holberstadi [Требо вания к тяжелому топливу].

7. Правила технической эксплуатации судовых технических средств и конструкций. РД 31.21.30–97. ЗАС ЦНИИМФ, СПб, 2002. – 323 с.

УДК 621.436:629. А. В. Струтынский, С. А. Худяков ПОВРЕЖДЕНИЯ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ ДИЗЕЛЕЙ ТИПА 6ЧН40/ Повреждения в виде трещин на опорных поверхностях для креп ления противовесов коленчатых валов дизелей типа 6ЧН 40/46 (Пил стик типа PC2.5) были обнаружены на ряде судов, где они установле ны в качестве главных двигателей (например, «Н. Чепик» и «Пол лукс»).

На т/х «Николай Чепик» при ремонте левого главного дизеля (за водской номер 184), отработавшего 111 тыс. часов с постройки и 31 тыс. часов после капитального ремонта, была обнаружена трещина на опорной поверхности для установки противовеса щеки коленчатого вала цилиндра № 4 (рис. 1). Длина трещины по опорной поверхности 85 мм с выходом на торец щеки с обеих сторон до 20 мм. Площадь скола (участок между трещиной и ребром) составляет 510 мм (или 7 % от опорной поверхности). Аналогичные трещины были обнару жены на коленчатом вале главного дизеля т/х «Поллукс». Место их расположения приведено в табл. 1.

Таблица Наличие трещин на щеках по цилиндрам Щеки 1 2 3 4 5 цилиндра к н к н к н к н к н к н Правый борт х х х Левый борт х х х х х х х Обозначения: к – кормовая, н – носовая, х – наличие трещины.

Далее приведены сведения по коленчатому валу дизеля т/х «Н. Чепик».

Рис. 1. Расположение трещины Предварительная выборка трещины (рис. 2) была выполнена абра зивным инструментом. Размеры выборки составляют 95289 мм.

Рис. 2. Предварительная выборка трещины. Размер 95289 мм После контроля поверхности выборки выявлены две трещины глубиной до 1 мм. Затем, проведена местная выборка трещин (рис. 3).

Рис. 3. Местная выборка двух оставшихся трещин После местной выборки была произведена цветная капиллярная дефектоскопия, в результате которой были выявлены два индикатор ных следа протяженностью до 3 мм. Затем произведена дополнитель ная выборка и цветная капиллярная дефектоскопия, в результате ко торой индикаторных следов не выявлено. Окончательные размеры выработки составили 952911 мм.

Для обеспечения надежной эксплуатации коленчатого вала после выведения трещины выполнен проверочный расчет прочности колен чатого вала (узла в месте соединения с противовесом) с редуцирова нием площади опорной поверхности. При этом проверена коррект ность рекомендаций фирмы по условиям необходимой затяжки болтов крепления противовесов во время их монтажа.

По техническим условиям (ТУ) на ремонт дизеля указаны два спо соба контроля затягивания болта крепления противовеса:

– крутящий момент на головке болта должен быть равен 400±50 кгм (контроль с использованием динамометрического ключа);

– угол поворота головки болта при затягивании должен составлять 80±1,5°.

Исходя из этих условий, были выполнены следующие расчеты:

– усилия затягивания болта;

– запаса прочности бурта щеки коленчатого вала (КВ);

– удельных давлений на опорную поверхность щеки.

В исходные данные для этих расчетов входили следующие па раметры:

– масса противовеса – 207 кг;

– расстояние центра масс противовеса до оси вращения КВ – 252 мм;

– площадь опорной поверхности щеки – 15047 = 7050 мм;

– длина болта – 210 мм;

диаметр резьбы болта – М683;

– средний диаметр болта – 66 мм;

– крутящий момент при затягивании болта – 400±50 кгм;

– угол закручивания болта при затягивании – 80±1,5°;

– сталь болта – 18Х2Н4МА;

сталь КВ – 34ХН1М;

сталь противове са – 20;

– длина трещины – 85 мм;

– глубина трещины с опорной поверхности – 11 мм.

Расчет усилия затягивания по моменту выполнен по методике, приведенной в работе [1].

Усилие от затягивания болта определяется по формуле Pз = 2Мз/(dcp tg( + )) = Mз /(kd0) = 450/(0,07 0,068) = 95500 кг, где Мз – максимальный момент по ТУ на ремонт (450 кгм);

d0 – диаметр резьбы болта (0,068 м);

k – для чисто обработанных поверхностей с маслом (0,07).

С учётом трения в резьбе усилие от затягивания болта может быть определено по следующему алгоритму.

Момент затягивания болта дифференцируется на две составляющие Мз = Мп + Мт, где Мп – полезная составляющая, обеспечивающая соединение, которая определяется по формуле Мп = Рзfdб/2, где f – принятый коэффициент трения в резьбе (0,07);

dб = 66 мм.

Момент трения определяется по выражению Мт = 0,5Рзfdсрtg (+), где dср – средний диаметр резьбы (65 мм);

– угол подъема резьбы ( = arctg(hp/dб) = 0,828);

– угол трения резьбы;

для метрической резьбы ( = arctgfпр);

fпр – приведенный коэффициент трения резьбы (fпр = 115f).

Тогда усилие от растягивания болта определится из выражения Pз = 2Мз/[fdб + fdcptg(+ )] = = 2450/0,07[0,065+0,066tg(0,828 + arctg0,092)] = 86000 кг.

Таким образом, фактическое усилие затягивания болта, опреде ленное по двум способам, лежит в пределах от 86000 до 500 кг.

Расчет усилия, определяемого по углу поворота головки болта, выполнен по методике, приведенной в справочнике [1].

При контроле усилия затягивания болта по углу поворота головки его значение определяется из выражения = 360 Рзl(1/(EбFб) +1/(EдFд))/S;

где l – длина болта (210 мм);


S – шаг резьбы (3 мм);

Eб, – модули упругости стали болта и противовеса, равные 2,05105 МПа;

Eд = 85 по ТУ фирмы;

Fб – площадь сечения болта (3318 мм).

Второй составляющей (1/EдFд) для противовеса в формуле мож но пренебречь из-за малого значения.

Тогда значение усилия будет равно Рз = 3852,051053318/(2210360) = 115000 кг.

Полученное значение усилия затягивания болтов является макси мальным по сравнению с полученными ранее. Поэтому оно будет ис пользовано в дальнейших расчетах на прочность. Следует отметить, что причиной появления трещин является недостаточная усталостная прочность стали КВ. Однако, следует учитывать возможные чрезмер ные нагрузки в узле соединения противовеса, что приводит к повы шенным удельным давлениям в контактных поверхностях из-за не плотного прилегания и образованию зон с чрезмерными значениями этих давлений, что приводит к образованию трещин.

Расчёт прочности бурта щеки КВ выполнен по расчетной схеме, которая приведена на рис. 4. При этом выполнено два расчета по се чениям I–I и II–II.

1. Расчёт прочности бурта щеки на срез по сечению I–I Центробежная сила от массы противовеса при вращении КВ равна Рц = m r = 207 0,252 61,78 = 19910 кг, где m – масса противовеса (207 кг);

r – радиус вращения центра масс противовеса (0,252 м);

– круговая частота вращения КВ (n = 590 об/мин,.

= 61,78 с–1).

Для учёта влияния крутильных колебаний вводится коэффициент динамического усиления в значение центробежной силы, равный 1,28.

Тогда в расчёте центробежная сила примет значение равное Рцр = 1,28Рц = 25500 кг.

Рис. 4. Расчётная схема щеки Суммарная расчётная нагрузка, действующая на контактные по верхности буртов щеки будет равна Рр = Рз + Рцр = 115000 + 25500 = 140500 кг.

Площадь расчётного сечения I–I принимается равной FI–I = bh = 15094,5 = 14175 мм;

где b – ширина щеки;

h – высота сечения.

Касательные напряжения, возникающие в бурте щеки от среза со ставят = Рр/2FpI = 140500/(214175) = 4,96 кг/мм.

Механические характеристики стали КВ 34ХН1М следующие:

– временное сопротивление в = 115 кг/мм;

– предел текучести т = 75 кг/ мм;

– относительное удлинение = 18,6%.

Допускаемые напряжения при срезе составят [] = 0,6 т = 0,675 = 45 кг/мм.

Коэффициент запаса прочности по касательным напряжениям в бурте ослабленного сечения составит nc = []/ = 45/4,96 = 9,1.

Рекомендуемый запас прочности по касательным напряжениям равны 2,4…2,6. Если действующие нагрузки определены недостаточ но точно, значение коэффициента увеличивается на 20…50 % и соста вит 3,6…3,9.

Полученное значение коэффициента запаса прочности по каса тельным напряжениям (в нашем случае – 9,1) значительно превышает допустимое – 3,9.

2. Расчёт прочности КВ по сечению II–II Действующая на контактную поверхность расчетная нагрузка, оп ределенная в разделе 1, равна Рр = 140500 кг.

Сила, действующая на одну контактную поверхность, равна поло вине Рр и разлагается на две составляющие: нормальную и касатель ную, которые определяются по формулам Ррн = Рнcos30° = 50660 кг;

Ррк = Ррsin30° = 33125 кг.

Напряжения в опасном сечении II–II от этих сил составят – касательные напряжения от нормальной силы Ррн:

= Ррн/FII–II = 50660/(150152) = 2,22 кг/ мм;

– нормальные напряжения от изгиба под действием сил Ррн и Ррк:

= (Ррнl1 + Рркl2)/W = = (5066025 + 3312575)/(152150) = 6,84 кг/мм, где W – осевой момент сопротивления сечения II – II;

– напряжения растяжения от силы Ррк:

р = Ррк/(bhII) = 33125/(150 152) = 1,54 кг/мм.

Суммарные напряжения от действия сил Ррн и Ррк составят.

Определение запаса прочности узла крепления противовесов сле дует осуществлять с учётом следующих факторов. Поскольку наблю даются трещины в опорных поверхностях щёк и имеют они усталост ный характер, что вызвано циклическими нагрузками от крутильных и осевых колебаний КВ, то при оценке коэффициента запаса прочности следует исходить из предела усталостной прочности стали КВ – –1.

Для стали КВ марки 34ХН1М предел усталостной прочности мо жет быть определен из выражения –1 = (0,45 – 0,50) в = 0,50115 = 57,5 кг/ мм.

В таком случае, коэффициент запаса прочности будет равен nc = –1/сф = 57,5/9,48 = 6,1.

Таким образом, полученный коэффициент запаса прочности зна чительно превышает допускаемое значение – 3,9.

Расчёт удельных давлений на опорные поверхности щеки для крепления противовеса выполнен, исходя из следующих соображе ний. Теоретическая площадь контакта противовеса с буртом щеки КВ составляет (по результатам измерений размеров опорной поверхности на левом дизеле) Fкт = 15047 = 7050 мм.

По ТУ при сборке коленчатых валов прилегание контактных по верхностей должно быть на 80 % её, что составляет Fкф = 0,8Fкт = 0,87050 = 5640 мм.

Нормальная сила, действующая на опорную поверхность, опреде лена ранее и равна Ррн = 50660 кг.

В таком случае удельное давление на опорную поверхность составит q = Ррн/Fкф = 50660/5640 = 8,98 кг/мм.

В случае разделки трещины опорная поверхность уменьшится, и удельные давления возрастут до значения qф = Ррн/(Fкф – Fр) = 50660/(5640 – 950) = 10,8 кг/мм;

где Fр = 9510 = 950 мм – площадь разделки трещины на опорной поверхности.

Таким образом, в случае разделки трещины на бурте щеки КВ удельные давления на опорных поверхностях не превышают пределы текучести стали КВ 34ХН1М (т =75 кг/мм) и противовеса – сталь (т =25 кг/мм).

На основании выполненных расчетов сделаны следующие выводы:

1. Выполненные расчёты прочности бурта щеки КВ после раздел ки трещины показывают, что его остаточная прочность существенно не снизилась.

2. Коленчатый вал имеет достаточные запасы прочности и может быть допущен к дальнейшей эксплуатации без снижения мощности дизеля.

3. При монтаже противовеса следует контролировать момент затя гивания болтов равный 400±50 кгм, рекомендуемый фирмой-изго товителем.

4. По результатам оценки состояния болта крепления противовеса он может быть использован в дальнейшем (дефектов резьбы нет).

Аналогичные расчеты по проверке прочности коленчатого вала были выполнены для дизеля т/х «Поллукс». На основании этих расчё тов также были даны положительные рекомендации о возможности дальнейшей эксплуатации дизеля без снижения мощности.

Список литературы 1. Биргер И. А. Расчет на прочность деталей машин : справочник / И. А. Биргер, Б. Ф. Шорр, Г. Б. Иосилевич. – М. : Машиностроение, 1979.

2. Ваншейдт В. А. Конструирование и расчёты прочности судовых ди зелей / В. А. Ваншейдт. – Л. : Судостроение, 1969.

3. Марочник сталей и сплавов : справочник / Под ред. В. Г. Сорокина. – М. : Машиностроение, 1989. – 620 с.

4. Серенсен. Несущая способность и расчёты деталей машин на проч ность / Серенсен и др. – М. : Машиностроение, 1975.

5. ГОСТ Р 52005–2003. Контроль неразрушающий. Метод магнитной памяти металла. Общие требования.

6. Надёжность в машиностроении : справочник / Под общ. ред.

В. В. Шашкина, Г. П. Карзова. – СПб. : Политехника, 1992. – 719 с.

УДК 678 : 629.5.083. Ф.Ф. Потеха ПРИМЕНЕНИЕ ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ В СУДОРЕМОНТЕ Один из основных показателей эффективности использования транспортных судов – величина эксплуатационного периода – зависит непосредственным образом от продолжительности заводских и доко вых ремонтов.

В этих условиях актуальными являются разработка и внедрение в практику ремонта прогрессивных методов, позволяющих значительно сократить трудоёмкость и материалоёмкость ремонтно-восстано вительных работ, снизить их стоимость.

Для восстановления целостности и герметичности, заделки корро зионных разрушений при ремонте некоторых деталей и элементов корпуса судна, а также для восстановления неподвижных посадок де талей, применяют синтетические клеи. Хорошо зарекомендовали себя клеи на основе эпоксидных, кремнийорганических, акриловых, поли эфирных и полиуретановых смол.

Применение полимерных методов ремонта взамен сварки, на плавки, слесарно-пригоночных работ. Традиционные методы ре монта, ранее применявшиеся, по современным оценкам имеют чрез мерно большую трудоёмкость. Среди них в первую очередь можно назвать сварку, наплавку, слесарно-пригоночные операции. Метод ремонта с помощью сварки имеет целый ряд недостатков:

– возникновение остаточных напряжений;

– коробление изделий;

– возникновение химической неоднородности;

– высокая пожароопасность;

– сложность контроля качества работ.

Для снятия внутренних напряжений изделий из материалов, не об ладающих релаксационными свойствами, после сварки производится отжиг. К таким материалам относятся: конструкционные стали с со держанием углерода более 25 %, чугуны, многие марки бронз, латуней, сплавов на основе алюминия. Время термического цикла крупных де талей, при условии равномерного нагрева и охлаждения, составляет не сколько десятков часов, а для реализации этих операций требуются специальные печи.

При отсутствии крупногабаритных печей отжига применение свар ки и наплавки подчас становится невозможным или экономически не целесообразным. В этих случаях производят замену поврежденных из делий, что значительно увеличивает материалоёмкость судоремонта.

Слесарно-пригоночные работы, обеспечивающие требуемое каче ство сопряжения крупногабаритных деталей, исключительно трудо ёмки и выполняются специалистами высокой квалификации. Особен но часто такие работы выполняются при монтаже механизмов на су довые фундаменты, монтаже блоков цилиндров, пригонке сопряжений деталей рулевых устройств и ступицы винта по конусу гребного вала.

С учётом того, что последняя операция выполняется при строго вер тикальном положении вала, даже в цехах современных судоремонт ных заводов нет достаточной высоты пролета перекрытий, и прихо дится дополнительно оборудовать специальные углубления – железо бетонные приямки. В настоящее время всё более широко применяют ся методы ремонта, заменяющие сварку и наплавку и исключающие выполнение трудоёмких пригоночных работ. Среди них первое место по объему применения в судоремонте принадлежит ремонту с помо щью клеевых композиций.


Основные достоинства такого метода ремонта:

– отсутствуют недостатки сварки, связанные с остаточными на пряжениями и деформациями, высокой пожароопасностью;

– сокращаются трудоёмкость пригоночных слесарных работ и объём сопутствующих работ при ремонте корпусов в районе помеще ний и отсеков нефтепродуктов;

– уменьшается материалоёмкость судоремонта ввиду возможности дальнейшего использования изношенных деталей;

– возможно соединение разнородных материалов между собой;

– синтетические клеи обладают хорошими антикоррозионными свойствами.

В настоящее время в судоремонте используются следующие клеевые материалы, выпускаемые отечественной промышленностью: смола эпоксидно-диановая марок ЭД-5, ЭД-6, ЭД-16, ЭД-20;

смола эпоксидная модифицированная К-153А, К-153В, К-153С;

клей эпоксидный холодно го отверждения УП5-177-1;

клей «Спрут-5М-3», клей «Спрут-9М».

Для решения вопроса о возможности и эффективности примене ния клеевых материалов в ремонте необходимо знать присущие им недостатки:

– температурные условия, при которых проявляются адгезионные свойства клеёв, и происходит их отверждение, должны быть не ниже 15 °С. При более низких температурах необходимо предусматривать возможности подогрева;

– прочность клеевого материала ниже прочности большинства конструкционных металлов, поэтому при склеивании необходимо обеспечивать минимальную толщину клеевого шва, что достигается снижением вязкости клея (подогревом его и изделий), приложением усилий сжатия;

– большая усадка клея при полимеризации, что может быть при чиной смещений в соединениях, расслоения в клеевом шве;

– коэффициент линейного расширения отверждённого клея мень ше, чем у металлов. Вследствие этого при переменных температурных условиях пленки полимеров на поверхностях металлов могут вспучи ваться и отслаиваться, растрескиваться;

– термическая стойкость ограничена пределами от –60 °С до +150 °С, за которыми резко изменяются физико-механические свойства.

Влияние большинства из указанных недостатков может быть су щественно снижено или полностью исключено введением в клеевой состав наполнителей, которые наподобие легирующих добавок в сплавах металлов облагораживают свойства исходного материала, из меняют его в требуемом направлении.

Введением наполнителей удается резко поднять прочностные свойства клеевых материалов, уменьшить усадку и набухаемость, по высить термостойкость, выровнять коэффициент линейного расшире ния с основным материалом.

Наиболее часто используются следующие виды наполнителей:

– порошкообразные – молотый кварц, формовочный песок, порт ландцемент, железный порошок, алюминиевая или цинковая пудра, металлические опилки;

– волокнистые – асбестовая крошка, стекловолокно, металличе ская проволока;

– слоистые – стеклоткань, металлические листы (дают наиболее высокое повышение прочности).

Асбестовые наполнители значительно повышают теплоизоляци онные свойства полимерной композиции и теплостойкость.

Инертные наполнители в виде пылевидного кварца, портландце мента значительно повышают антикоррозионные свойства защитных покрытий благодаря повышению их прочности и непроницаемости.

Порошковый графит, латунные, медные, алюминиевые опилки ис пользуют для обеспечения высокой теплопроводности наносимого защитного покрытия.

Особого внимания заслуживают вопросы подготовки наполните лей и их смешивания с клеем. Увлажнение наполнителей, загрязнение их пылевидными и маслянистыми веществами резко снижает смачи ваемость и клеющую способность, вызывает образование рыхлости и расслоений. Поэтому необходимо тщательно хранить материалы, ис пользуемые в качестве наполнителей, а перед применением желатель но их просушить при температуре 80…90 °С.

Приготовление полимерных композиций. Общее применение некоторых типов клеев. Для приготовления эпоксидного клея ис пользуют эпоксидную смолу, отвердитель, пластификатор и различ ные наполнители. Клеи приготавливают смешиванием компонентов непосредственно перед использованием, так как живучесть клея всего 45…60 минут.

Сначала к эпоксидной смоле добавляют в нужном количестве от вердитель 1/10 весовой части, после перемешивания (при необходи мости) пластификатор и соответствующий наполнитель.

Приготовленный клей наносят на очищенные и обезжиренные по верхности, которые после небольшой выдержки соединяют при не большом давлении или без давления. Далее следует выдержка до окончания процесса отверждения.

Различают эпоксидные клеи холодного и горячего отверждения.

При холодном отверждении детали выдерживают до окончания про цесса склеивания в течение 24 часов при нормальной температуре, при горячем отвердении – в течение 6…8 часов при температуре 120…150 °С. Горячее отверждение обеспечивает клеевой шов повы шенной твёрдости и прочности.

Состав эпоксидного клея (в массовых частях): холодного отвер ждения – эпоксидная смола – 100, отвердитель полиэтиленполиамин – 6…10;

горячего отверждения – эпоксидная смола – 100, отвердитель малеиновый ангидрит – 30.

Для придания клеевому шву или покрытию повышенной пластич ности, твердости, внешнего вида, схожего с материалом ремонтируе мой детали, в приготовляемый клей добавляют пластификатор (дибу тилфталат ) в количестве 20…25 % по массе и наполнители.

Клеи холодного отверждения. Клей Л-4 типичный представитель группы клеев, являющихся композициями на основе смол ЭД-5, ЭД-6, или Э-40, пластифицированных дибутилфталатом, не относится к конструкционным клеящим материалам, так как его прочностные ха рактеристики относительно невысоки. Применяют этот клей для за делки пороков в металлических деталях с соответствующими напол нителями.

Клей К-153 представляет собой композицию на основе смолы ЭД-5 и различных отвердителей. Клеевые соединения на клее К- устойчивы к действию атмосферных условий, топлив, минеральных масел и ацетона. Применяют его для склеивания стали, дюралюминия, соединения стеклотекстолита с алюминиевыми сплавами.

Клей ПЭД-Б составлен на основе смолы ЭД-5 с добавкой перхлор виниловой смолы, хорошо склеивает винипласт поливинилхлоридные пластикаты друг с другом, а также с дюралюминием, сталью, капро ном, пенопластом и др.

Клеи горячего отверждения. Клей Д-2 применяют для склеивания черных и цветных металлов, керамики, стекла и других материалов, рабочая температура клеевых соединений от +60 до –60 °С.

Клей ВК-32-ЭМ используют для склеивания металлов, пластмасс, теплостойких пенопластов, рабочая температура клеевых соединений от +60 до –60 °С.

Эпоксид ПР (пруток) и Эпоксид П (порошок) предназначаются для склеивания металлов и неметаллических материалов (стекло, фарфор, керамика, пластические массы). При склеивании металла его поверхность предварительно нагревают до 100…120 °С и посыпают порошком или натирают прутком, при этом клей плавится и легко растекается по поверхности. Для склеивания больших поверхностей клей можно наносить горячего напыления.

Эпоксидные составы производства фирмы «Хенкель-Локтайт»

Локтайт 3471, 3474, 3478, 7227, 7228, 7234 представляют собой двух компонентные составы с различными наполнителями. Локтайт 3471 – сталенаполненый;

Локтайт 3474, 3478 – с миниральным наполните лем;

Локтайт 7227, 7228 – с керамическим наполнителем;

Локтайт 7234 – с наполнителем мелкодисперсного карбида кремния предна значены для ремонта и восстановления изношенных деталей.

Продукты Дурметалл – представляют собой двухкомпонентные составы пастообразного вещества, состоящие из 1 части основы и 1 части активатора которые тщательно перемешиваются. Комбинация специально подобранных стальных и алюминиевых частиц, в состав которых входят различные высококачественные исходные материалы, позволяет создать молекулярный металл, базирующий на системе хо лодной сварки и обладающий оптимальными физическими свойства ми в отношении прочности при растяжении, прочности при изгибе и сжатии. Дурметалл проникает в молекулярную структуру любого ма териала, как металлического, так и неметаллического. Таким образом, он позволяет соединить любой материал с любым другим или создать комбинацию между различными материалами, к которым относятся, например, сталь, чугун, алюминий, латунь, медь, поливинилхлорид, свинец, стекло, дерево, естественный или искусственный камень, бе тон, пластмасса, каучук, керамика.

Дурметалл Стандарт применяется при наличии сухой, чистой, шеро ховатой поверхности после обработки шлифовальным кругом или дра чевым напильником. Время до отверждения 1 час. Может использовать ся для ремонта поверхностей, выдерживающих давление 6,3 МПа.

Дурметалл Рапид не нуждается в совершенно чистой и сухой по верхности, так как он прилипает к жирным и влажным, но шерохова тым поверхностям. Время отверждения 4 минуты. Окончательно на Дурметалл Рапид необходимо нанести Дурметалл Стандарт с арми рующей лентой из стекловолокна.

Кроме клеев на основе эпоксидных смол в судоремонте применя ют также клей ВК-2 на основе кремний органических смол, который позволяет повысить теплостойкость клеевых соединений до 250…350 °С. Недостатком его является несколько меньшая прочность соединений на сдвиг.

Из акриловых смол в судоремонте применяют стиракрил техниче ской марки ТШ (холодного отверждения), исходными материалами, для приготовления которого служат следующие вещества (в массовых долях): сополимер метилметакрилата со стиролом (желтый или розо вый порошок) – 100;

метилметакрилат с 0,5 % диметиланилина (бес цветная жидкость) – 50…75.

Стиракрил используют в основном для восстановления герметич ности, защиты от коррозии и для изготовления подшипниковых вту лок, так как он обладает хорошими антифрикционными свойствами.

При ремонте изношенных корпусных конструкций судов (палубы, переборки и т. д.) применяют полиуретановые клеи «Спрут - 5М-3», «Спрут - 9М», «Стык 2 -15».

Клеи «Спрут - 5М-3» и «Спрут - 9М» являются конструкционны ми клеями. Ими склеивают на воздухе металлы, стеклопластики, при родные камни, бетон и другие материалы. Наличие на склеиваемых поверхностях загрязнений нефтепродуктами незначительно сказыва ется на прочности склеивания. Клеи используют также в качестве во достойкого и коррозионностойкого покрытия, наносимого на откры том воздухе. Время отверждения – 0,5…5 ч (в зависимости от темпе ратуры воздуха).

Клей «Стык 2-15» предназначен для склеивания резины, пласт массы, метала, асбоцемента, бетона и дерева. Он является однокомпо нентным клеем холодного отверждения. Время отверждения: без ка тализатора – 3…5 суток, с катализатором – 3 часа.

Клеи «Спрут - 5М-3», «Спрут - 9М» и «Стык 2-15» по сравнению с эпоксидными клеями обладают большей пластичностью, стойкостью к вибрации, более приемлемы для работы в среде с повышенной влажностью.

Анеробные составы марок Локтайт 243, 2701, 542, 577, 518, 620, 638, 660 представляют собой однокомпонентные составы жидкой кон систенции различной вязкости, способные длительное время оста ваться в исходном состоянии и быстро отверждаться в узких зазорах между соединяемыми деталями в условиях отсутствия контакта с ки слородом воздуха. Анеробные составы поставляются в готовом виде.

Анеробные составы могут быть использованы для герметизации и склеивания металлических изделий.

Ремонт фундаментных клиньев полимерными материалами.

Требования, предъявляемые к установке механизмов и ДВС на судо вой фундамент:

– исключение перемещения механизмов на фундаменте при лю бых эксплуатационных нагрузках;

– отсутствие дополнительных напряжений от обжатия крепёжных болтов в фундаментных рамах;

– устанавливаемые клиновые прокладки должны быть точно при гнаны к поверхностям лап механизма и фундамента по всему контуру сопряжения.

В соответствии с действующими нормативами подавляющее чис ло главных двигателей устанавливается с помощью подгоняемых ме таллических клиньев.

Разработан новый метод ремонта. Ослабевшие изношенные кли нья не заменяют, а устанавливают на место с заполнением зазоров клеем на основе модифицированной эпоксидной смолы К-153. Вос становление посадки клиньев становится чрезвычайно простой опера цией: клинья смазывают клеем и ставят на место. После отверждения клея обжимают болты.

Используя накопленный опыт ремонта, разработана новая техно логия монтажа двигателей и механизмов, выполняемого в процессе ремонта. Она заключается в том, что клиновые прокладки изготавли вают меньшего размера, чем зазор между лапой и фундаментом. Об разовавшиеся зазоры заполняются при монтаже эпоксидным клеем К-153 – обмазкой клиньев перед установкой (рис. 1, а).

Намного упрощается установка фиксирующих болтов. Вместо об работки отверстий разверткой и чистового точения болтов с жёсткими допусками на размер производится установка болтов в отверстия с за зорами и заполнение зазоров эпоксидным клеем методом пропрессов ки через технологический канал (рис. 1, б).

Для пропрессовки клеем зазоров при установке фиксирующих болтов используется ручной пресс. Заполнение зазоров контролирует ся по выходу излишков клея из зазоров. По окончании пропрессовки отверстие в клине для подвода клея заглушается пробкой.

Механические характеристики клея К-153 после отверждения:

прочность склеивания на отрыв 18 МПа, предел прочности на сжатие 130 МПа. Клей обладает влаго-, масло- и бензостойкостью, не разру шается при вибрациях и динамических нагрузках. Последнее свойство приобретается за счет использования жидкого тиокола в качестве пла стификатора, введённого в клей К-153. Являясь низкомолекулярным каучуком, тиокол сообщает упругость и отверждённому клею.

а б Рис.1. а – крепление механизма на фундаменте на металлическом клине со слоем полимерного материала;

б – крепление механизма на фундаменте с установкой металлического клина и фиксирующего болта на полимере Как показал опыт эксплуатации отремонтированных и установ ленных механизмов, прослойка полимерного материала обеспечивает надежность крепления, не дает подвижки лап, уменьшается распро странение вибрации от механизма на фундамент и смежные корпус ные конструкции.

Все большее распространение в судоремонте начинает приобре тать метод установки двигателей не на металлические клинья, а на по душки из формируемой малоусадочной волокнистой пластмассы ФМВ. Благодаря использованию в качестве наполнителей измельчен ного стекловолокна и асбеста, смешанных с эпоксидной смолой, усад ка быстротвердеющей пластмассы не превышает 0,1 %.

Технология установки двигателей заключается в предварительной центровке и заливке жидкой пластмассы под лапы. Для предотвраще ния растекания неотверждённой пластмассы по контуру заливки уста навливается временный кожух из жести (рис. 2). Для обеспечения хо рошего заполнения и исключения влияния усадки на центровку двига теля величина зазора между лапами и фундаментом должна находить ся в пределах 6…25 мм.

Восстановление сопряжений элементов винторулевого ком плекса. В процессе работы детали рулевого устройства воспринима ют очень большие нагрузки, и надежная работа их во многом зависит от качественной фиксации, обеспечивающей сохранность взаимного положения, определяемого по результатам центровки. В то же время конструкция должна быть разборной с целью демонтажа и ремонта её элементов.

Рис. 2. Заливка ФМВ под лапу механизма Сопряжение деталей между собой осуществляется коническими и фланцевыми соединениями. Конические соединения позволяют обес печивать натяг в процессе сборки, а фланцевые – обеспечить надеж ную фиксацию от сдвигов и разворотов. В процессе эксплуатации происходит коррозионное разъедание соединений, возникают дефор мации и сдвиги, нарушающие центровку рулевого соединения. Вос становление мест соединений и центровки представляют исключи тельно трудоёмкие операции, выполняемые только в процессе нахож дения судна в доке.

Традиционно ремонт выполняется наплавкой конусных и фланце вых поверхностей с последующей механической обработкой. Особен но большую сложность представляет обработка конических отверстий пера руля под штыри, фланцевых соединений баллера с пером руля, съёмного рудерпоста с фланцем ахтерштевня. Из-за отсутствия на дёжных баз контроля при механической обработке в процессе сборки рулевого устройства большой удельный объём занимают слесарно пригоночные операции.

Значительно изменились характер работ и их трудоёмкость с применением клеевых методов ремонта. В зависимости от состояния поверхностей и конструктивных особенностей при ремонте кониче ских поверхностей клеевым способом применяют следующие типы соединений:

1. Клеево-прессовое соединение, получаемое за счет перемещения конических поверхностей до расчетного положения по плёнке неот вержденного клея.

2. Клеевое соединение, получаемое полимеризацией клея в со стоянии окончательной фиксации деталей.

3. Соединение с натягом, получаемое перемещением деталей при сборке по плёнке отверждённого клея.

Клеево-прессовое соединение применяют при отсутствии сплош ных разрушений поверхностей, когда сохраняется не менее 25 % пло щади контакта соединяемых деталей.

Клеевое соединение применяют при разрушениях более 75 % площади контакта и необходимости проведения центровки.

Прессовое соединение применяют при зазорах в соединении более 3 мм на сторону.

Во всех случаях при зазорах менее 1 мм применяют клеи без на полнителей методом намазывания перед сборкой. При зазорах менее 3 мм клей без наполнителя заливают в зазор после сборки, а при зазо рах более 3 мм введение наполнителей (цемента и железных порош ков) является обязательным.

До сборки соединений должна быть выполнена центровка с уста новкой и пригонкой центрующих поясков или центрующих планок, закрепляемых в отверстиях с помощью сварки. Подгонка поясков и планок по конусу штыря, баллера, рудерпоста осуществляется опи ловкой и шабровкой в процессе центровки. Указанные пояски обеспе чивают правильное положение деталей при окончательной сборке.

Для заполнения зазоров более 1 мм необходимо в охватывающей детали выполнить подводящий и отводящий каналы. Подводящий ка нал диаметром 12 мм располагают в нижней части со стороны наи большего зазора (при его неравномерном распределении по окружно сти). Отводящий канал располагается в верхней диаметрально проти воположной части конуса. Вытекание клея из зазоров до отверждения предупреждается установкой резиновых уплотнительных колец. Вза имное расположение перечисленных элементов показано на рис. 3.

Перед запрессовкой клея резьбовые поверхности необходимо за щитить с помощью солидола. Подача клея должна осуществляться только ручными прессами, обеспечивая равномерное поступление его в зазор. Контроль полноты заполнения зазоров осуществляется по выхо ду клея из отводящего канала и по количеству поданного клея, при мерное значение которого рассчитывается заранее по величине зазора.

Отводящий канал заглушается пробкой после поступления из него смолы без пузырьков воздуха. Затем прессом поднимают давление до 0,5 МПа и выдерживают 5…6 минут, что обеспечивает хорошее за полнение. Сняв давление и отсоединив пресс, входной канал заглу шают пробкой. В зависимости от типа соединения обжатие гайки осуществляют до или после отверждения клея.

Ремонт повреждённых фланцевых соединений с сохранением час ти контактных поверхностей, обеспечивающих правильное взаимное положение фланцев при сборке, осуществляют нанесением клея и об жимом фланцев до упора друг в друга, с последующим отверждением.

Рис. 3. Сборка конического соединения с применением клея:



Pages:   || 2 | 3 |
 





 
© 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.