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 |

«ВЕСТНИК МОРСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА Серия Судостроение и судоремонт Вып. 47/2011 УДК 629.5.083.5(06) Вестник Морского государственного ...»

-- [ Страница 2 ] --

1 – охватывающая деталь;

2 – охватываемая деталь;

3 – резиновое кольцо;

4 – центрирующие пояски;

5 – подводящее отверстие;

6 – отводящее отверстие;

7 – ручной пресс Клеевой метод ремонта для винторулевого комплекса стали при менять при посадке гребных винтов. Вместо трудоёмкой операции при пригонке ступицы по конусу вала требуемое сопряжение достига ется нанесением перед посадкой винта тонкого слоя полимера. Плёнка полимера обеспечивает надёжный контакт практически на 100 % но минальной площади сопряжения и защищает конус гребного вала от повреждения фреттинг-коррозией.

Ремонт фланцевых соединений валопроводов. Под действием переменного изгибающего момента от расцентровки секций вала и крутильных колебаний нередки случаи возникновения подвижки фланцевых соединений. В результате момент трения на фланцах резко снижается, а величина усилий, вызывающих работу болтов на срез, соответственно повышается. В итоге болты и отверстия получают по вреждения в виде смятия и фреттинг-коррозии. Дальнейшая эксплуа тация сопровождается нагревом, вибрацией, грозит обрывом болтов.

Фланцевое соединение в этих случаях требует ремонта.

Первым этапом ремонта является выпрессовка фланцевых болтов, что требует подчас приложения очень больших осевых усилий. Для такой операции судоремонтные заводы оснащены мощными гидрав лическими прессами. Поврежденные фланцевые отверстия исправля ют методом проточки, причём ведётся обработка одновременно двух фланцев для обеспечения совпадения отверстий в них. Такая операция весьма трудоёмка и получила название «спаривание валов».

Снятые болты бракуют и взамен из кованых заготовок изготавли вают новые с индивидуальной подгонкой по диаметру под каждое от верстие. В результате возникает длительная технологическая последо вательность с большим объёмом станочных работ. Значительны и расходы стали.

Взамен этого предложен клеевой метод ремонта, заключающийся в следующем. Отверстия оставляют без исправления, а болты прота чивают с уменьшением диаметра примерно на 1 мм, что практически не нарушает запасов их прочности. По центру болта сверлится отвер стие, которое на середине длины пересекается поперечным отверсти ем (рис. 4). На торцевой поверхности головки болта, прилегающей к фланцу, фрезеруют канавку. Обработанные таким образом болты за водят в отверстия фланцев и центруют по ним с помощью прокладок с целью образования равномерных зазоров по окружности.

Рис. 4. Ремонт фланцевого соединения валопровода клеевым методом:

1 – центрирующие пояски;

2 – канал подвода клея;

3 – канал для выхода воздуха После центровки гайки болтов полностью обжимают и приступа ют к запрессовке клея К-153. Он подается от ручного пресса через сверления в болтах в кольцевые зазоры. Воздух выходит через канав ку на головке болта. По выходу смолы из этой канавки судят о полно те заполнения зазора клеем.

Ремонт дейдвудных устройств. Дейдвудные устройства совре менных транспортных судов характеризуются большой массой, габа ритами и разнообразием применяемых в них материалов. Условия их работы обуславливают высокую повреждаемость элементов устройст ва, особенно при смазке и охлаждении устройства водой. Трудоём кость ремонтных операций по дейдвудным устройствам исключи тельно высока и достигает 10 % и более суммарной трудоёмкости ра бот заводского ремонта. Условием для их выполнения является поста новка судов в док.

Особенно высока трудоёмкость ремонта, когда повреждаются ба зовые детали. Базовой деталью устройства является дейдвудная труба, отлитая из серого чугуна или изготовленная из стали. В нее запрессо вывают с натягом 0,03…0,04 мм латунные или бронзовые втулки дейдвудных подшипников с неметаллическим набором. При изготов лении и начальном монтаже трудно обеспечить указанную величину натяга во всех сечениях сопряжения втулок с трубой. Не исключается возможность проникновения воды в контактные зоны с уменьшенным натягом.

Методы ремонта заключаются в следующем. Для чугунной трубы возможна только проточка по внутреннему диаметру до выведения дефектов и восстановления цилиндрической формы. После этого не обходима либо отливка новых втулок, либо установка на втулки бан дажей и их проточка с учётом необходимого натяга для запрессовки.

Стальная дейдвудная труба ремонтируется таким же методом, как и чугунная, либо производится наплавка и проточка трубы по внут реннему диаметру при сохранении прежних подшипниковых втулок.

Необходимость проведения указанных ремонтных операций выясня ется в процессе освидетельствования и дефектации, что влияет на ка лендарную производительность ремонтного цикла, подготовка к кото рому не предусматривалась заранее. По мере старения судов увеличи вается число таких повреждений, в связи с этим разработан клеевой метод ремонта и для дейдвудных устройств.

Начинается ремонт с зачистки мест коррозионных разрушений на внутренней поверхности дейдвудной трубы в зонах расположения втулок. Затем протачивают посадочные пояски втулок по наружному диаметру на глубину 1…1,5 мм для обеспечения гарантированного кольцевого зазора между втулками и дейдвудной трубой. Расчётная величина зазоров на сторону принимается равной 1…3 мм, что обес печивает хорошее заполнение клея и высокую прочность без введения наполнителей. При эксцентричном расположении втулок по условиям центровки минимальный зазор не должен быть меньше 0,5 мм. Зазоры более 3 мм нежелательны ввиду снижения прочностных свойств клея К-153 в толстых слоях, а кроме того, пришлось бы считаться с усад кой клея, достигающей 1 %.

По предполагаемой ориентации втулки при монтаже на место за ранее в нижней и в верхней частях сверлятся отверстия через неме таллический набор и нарезается резьба для присоединения штуцера подводящего трубопровода и завинчивания пробок.

Наилучшим вариантом является расположение отверстий в зонах карманов – между монтажными поясками (рис. 5).

Рис. 5. Монтаж подшипников в дейдвудную трубу на полимерном материале:

1 – втулка подшипника;

2 – дейдвудная труба;

3 – отверстия;

4 – центрирующие полоски;

5 – резиновое уплотнительное кольцо К внутренней поверхности стальной дейдвудной трубы привари вают центрирующие планки, толщина которых определяется по ре зультатам проверки центровки валопровода. Таким образом, удается добиться рациональной установки втулки без проточки набора. Для удобства монтажа зазоры между втулкой и полосками оставляют в пределах 0,1…0,2 мм. Возможен вариант корректировки положения втулки на отжимных болтах, устанавливаемых в дополнительных от верстиях со стороны набора. В этом случае приварка центрирующих полос не производится.

Перед монтажом втулок на место их наружные поверхности и внутреннюю поверхность дейдвудной трубы зачищают металличе скими щетками и наждачным камнем, протирают тампонами, смочен ными ацетоном. Втулки заводят на место, фиксируют в заданном по ложении и уплотняют резиновыми кольцами по торцам.

Уплотнения должны быть надежными, иначе невозможно гаран тировать отсутствие внутренних пустот из-за вытекания клея.

Перед приготовлением всей массы клея необходимо проверить ка чество исходных материалов и время отверждения при существующих температурных условиях. Только после этого готовят основную массу клея К-153 с запасом в 10…15 % по сравнению с расчетным количест вом. Подача полимера в зазоры осуществляется прессом с пневмо или гидроприводом. Для нормального заполнения зазоров температу ра клея и деталей не должна быть ниже 12 °С. При более низких тем пературах детали и клей подогревают до 20…30 °С.

После вытеснения воздуха и появления клея из верхнего отверстия без пузырьков воздуха подачу клея прекращают и заглушают винто вой пробкой верхнее отверстие. Затем прессом создается давление 0,5…0,6 МПа, поддерживаемое 5…10 мин. После отверждения клея, проверяемого по контрольной пробе, приступают к проведению даль нейших работ по дейдвудному устройству.

Метод ремонта очень перспективен и для подшипников дейдвуд ных устройств со смазкой маслом, возможности перецентровки кото рых методом проточки тонких слоев баббита очень ограничены.

Ремонт элементов судовых технических средств. Ввиду универ сальности применения, простоты технологии и сравнительно низкой стоимости эпоксидные смолы уже более четырех десятилетий приме няются для ремонта в судовых условиях и на судоремонтных пред приятиях.

Среди методов ремонта можно выделить следующие:

Шпаклевание зон эрозионных и коррозионных повреждений. Под вергнутое разрушению место после тщательной очистки и обезжирива ния заполняется эпоксидной композицией с наполнителем, а после от верждения зачищается заподлицо с поверхностью. В результате такой операции поражённые участки защищаются от дальнейшего разруше ния, восстанавливаются форма и свойства уплотнительных, посадоч ных поверхностей. Таким способом ремонтируют направляющие аппа раты водяных насосов, поверхности цилиндровых втулок со стороны зарубашечного пространства (тонким слоем эпоксидно-графитовой композиции), поверхности цилиндровых блоков в зонах расположения резиновых уплотнительных колец цилиндровых втулок.

Механизмы судовых устройств обычно расположены на открытых палубах, и многие их элементы страдают от коррозии. В местах со единения коррозия привела к образованию язвин глубиной до 4 мм уже после непродолжительного времени эксплуатации. Применение наплавки исключалось из-за высоких требований к прочности.

Становится обычной практика восстановлением клеем К-153 по садки вкладышей подшипников в корпусах брашпилей, лебедок, ре дукторов, имеющих повреждения от коррозии. Восстановление под шипниковых узлов с помощью клея показано на рис. 6. Этот метод ремонта заменил трудоёмкую проточку с переходом на новый типо размер вкладышей, наплавку с последующей проточкой на номиналь ный размер.

Рис.6. Восстановление посадки вкладышей в гнездах подшипников, поврежденных коррозией Из-за того, что ремонт палубных механизмов производится часто агрегатным методом, большой объём работ приходится на монтаж ме ханизмов на фундаменты. Установка механизмов на металлических клиньях со слоем полимера без их подгонки, применение заливки пла стмассы ФМВ под лапы станин в несколько раз позволили сократить трудоёмкость монтажных работ, тем более, что они не требуют вос становления фундаментов, имеющих некоторые повреждения.

Приведённые примеры не исчерпывают области применения клее вых методов ремонта в судовых устройствах, но показывают, сколь многообразным может быть их использование.

Объём и успешный опыт применения клеевых методов ремонта говорит о том, что они завоевали прочные позиции в судоремонте.

Особая ценность этих методов заключается в возможности даль нейшего использования повреждённых деталей, которые при других методах ремонта не восстанавливаются и выбраковываются.

Сокращение расходов материалов отвечает задачам всемерной экономии материальных ресурсов. Суммарный экономический эффект от применения клеев в судоремонте исчисляется миллионами рублей.

Немаловажную роль играет нестабильность результатов, вызван ная несоблюдением требований технологических инструкций. При работе с клеями требуется особенная тщательность в проведении под готовительных операций, дозировки компонентов, проверки качества с помощью проб. Все это говорит о том, что работы должны выпол няться специально обученными бригадами, умеющими работать с но выми материалами.

Для широкого применения прогрессивных методов требуется так же наладить промышленный выпуск клеев с малым временем отвер ждения в обычных условиях, годных к использованию в зимние пе риоды, осуществляющих склеивание неочищенных поверхностей, об ладающих равнопрочностью с применяемыми конструкционными ма териалами.

Решение многих из этих вопросов расширит область применения клеев в судоремонте, повысит их эффективность.

Список литературы 1. ОСТ 5.9767–79. Клеи для судостроения. Типовые технологиче ские процессы приготовления и применения.

2. ОСТ 5.9814–80. Установка механизмов и оборудования на про кладках из пластмассы. Типовой технологический процесс.

3. РТМ 31.5033–78. Составы на основе эпоксидных смол. Приме нение в судоремонте. Технологические требования.

4. РД 31.5209–81. Ремонт корпусных конструкций судов с приме нением эпоксидных и полиэфирных клеев. Типовые технологические процессы.

5. ТИ 992–113.002. Ремонт рулевых устройств с помощью поли мерных клеев.

6. Технологии Хенкель в судостроении и обслуживании судов. – М : ООО Хенкель Рус 2007 – 108 с.

7. Покудин В. Г. Применение клеёв в судоремонте : учеб. пособие / В. Г. Покудин. – М : ВО Мортехинформреклама, 1985 – 30 с.

УДК 621. С. Б. Малышко, В. В. Тарасов ФАЗОВЫЕ ПРЕВРАЩЕНИЯ В ДОЭВТЕКТОИДНЫХ СТАЛЯХ ПРИ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЙ ЗАКАЛКЕ Электромеханическая закалка, для которой характерен высоко скоростной нагрев поверхностного слоя детали с одновременным пла стическим деформированием, а затем быстрое охлаждение за счёт от вода тепла в объём металла, создает специфические условия протека ния структурных и фазовых превращений в сталях.

Известно, что при нагреве в термической печи доэвтектоидной стали со структурно-свободным ферритом при достижении темпера туры, несколько превышающей точку А3, весь объём феррита превра щается в аустенит в результате перемещения фронта аустенита со стороны перлитных колоний. При схождении противоположенных границ аустенита внутри ферритного объёма концентрация углерода на этом участке должна соответствовать средней для данной стали.

Положение изменяется, когда фазовые превращения должны прохо дить при большой скорости нагрева. Чем больше скорость нагрева, тем меньшее развитие получают диффузионные процессы, и возника ет вероятность сохранения в стали феррита и получения, в конечном итоге, структуры неполной закалки.

Для того чтобы оценить возможность диффузионного превраще ния всего объёма структурно свободного феррита в аустенит при скоростях нагрева, применяемых при электромеханической обработ ке, были использованы математические модели, предложенные в ра ботах [1, 2].

На рис. 1 представлена схема образования аустенита в доэвтекто идной стали при нагреве, на основе которой с учётом математической модели для пластинчатого перлита, выводится рабочая формула (1).

Рис. 1. Схема образования аустенита в доэвтектоидной стали Допускаем, что расстояние между двумя произвольными коло ниями перлита равно диаметру (dф) одного зерна феррита, располо женного между ними, а фронт аустенитной фазы движется перпенди кулярно бывшим цементитным пластинам данных перлитных колоний до столкновения аустенитных границ в центре ферритного зерна.

Кроме того, введено допущение, что для всего межперлитного объёма феррита коэффициент диффузии тот же, что и для случая диффузии в ферритных промежутках перлита, т. е. во всех случаях принят макси мальный коэффициент диффузии.

Расчёты для доэвтектоидной стали проведены с использованием рабочей формулы (1), с учётом указанных выше допущений.

(1) где – время полного превращения одного зерна феррита в аусте нит;

dф – средний диаметр зерна феррита;

D – коэффициент диффузии D = D0e–Q/RT, где R – универсальная газовая постоянная;

Т – абсолютная температура, при которой рассматривается процесс, D0 – предэкспоненциальный (частотный) множитель;

Q – энергия активации диффузии.

Значения U определены по таблицам для каждого (1 – С/C0) = erfU, где С0 – концентрация углерода на границе цементитной пластин ки и аустенита при определенной температуре;

С – концентрация углерода на границе аустенита и феррита при той же температуре.

Исследуемый температурный диапазон от 760 С с шагом в 20 С до 900 С.

Согласно условной классификации по величине (ГОСТ 5639–82) зерна бывают очень мелкие, мелкие, средние и крупные. Средний диаметр зерна феррита (dф) меняли от 0,005 мм (очень мелкие зерна) до 0,062 мм (крупные зерна).

Результаты расчётов отражены на графике (рис. 2).

Рис. 2. Зависимость времени аустенитизации зерна феррита от его величины и температуры процесса:

– очень мелкие зёрна;

– мелкие зёрна;

– средние зёрна;

– крупные зёрна Сплошная жирная линия на рисунке показывает верхнюю границу области, соответствующей времени теплосилового воздействия, воз никающего при электромеханической обработке [3]. Полученные кри вые лежат выше этой линии, значит, для реализации процесса диффу зионного превращения структурно-свободного феррита в аустенит требуется, согласно расчётам, больший интервал времени.

В таком случае только часть объёма феррита охвачена диффузи онным превращением, и упроченный слой будет иметь феррито-мар тенситную структуру неполной закалки. Для обеспечения полной за калки поверхностного слоя доэвтектоидных сталей при электромеха нической обработке необходимо проведение предварительной терми ческой обработки для получения структуры, не содержащей избыточ ного феррита, и представляющей собой феррито-карбидную смесь с равномерным распределением карбидной фазы.

Список литературы 1. Малышко С. Б. Особенности диффузионных превращений при электромеханической обработке / С. Б. Малышко, Т. Г. Белейчева, В. В. Тарасов // Материалы пятой международной научно-практи ческой конференции «Проблемы транспорта Дальнего Востока». – Владивосток : ДВО РАТ, 2003. – С. 495–498.

2. 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.

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

УДК 621.822.5 : 621. А. В. Арон, С. Н. Зиборов ОПОРНЫЙ УЗЕЛ ПОДШИПНИКОВОГО УСТРОЙСТВА Качество подшипников в значительной степени определяет на дежность машин. При модернизации конструкции опорного узла подшипникового устройства турбокомпрессоров судовых ДВС стави лась задача повышения его несущей способности и долговечности.

Известен опорный узел газотурбонагнетателя (ГТН) серии VTR состоящий из вала ротора, опорного однорядного подшипника каче ния, масляного картера, крышки масляного картера, разбрызгивающе го масляного диска лабиринтной втулки [1].

У подобных опорных узлов имеется ряд недостатков:

– закупорка масляных каналов приводит к преждевременному вы ходу подшипника качения из строя;

– неправильная сборка демпфирующих колец способствует сме щению ротора газотурбонагнетателя;

– разрушение подшипника ведет к просаживанию вала ротора и разрушению лабиринтных уплотнений [2];

– высокий уровень шума при эксплуатации.

Также известно подшипниковое устройство, используемое для поддержания вала агрегата (ротора турбокомпрессора дизеля), в со став которого входит радиальный подшипник скольжения, выполнен ного в виде втулки. Смазывание радиального подшипника скольжения может быть автономным от масляного насоса или может обеспечи ваться масляной системой дизеля [3].

Анализ рассмотренной конструкции опорного узла подшипнико вого устройства позволяет выявить ряд существенных недостатков:

– конструкция радиального подшипника скольжения, выполнен ного в виде втулки со значительными осевыми размерами, определяет наличие значительного кромочного давления, что значительно повы шает вероятность схватывания сопряженных поверхностей;

– из-за наличия всего одного масляного клина цапфа вала занима ет положение близкое к концентричному, при котором жёсткость мас ляного клина мала и возникает опасность вибраций;

– масло, поступающее на смазку подшипника, содержит раство рённый воздух, а в случае использования масляной системы дизеля и выхлопные газы, что приводит к изменению вязкости масла и нару шению сплошности смазочного слоя. Вследствие энергичного пере мешивания масла в процессе работы с диспергированными газами увеличивается пенообразование. Вспенивание и нарушение сплошно сти смазочного слоя понижает несущую способность радиального подшипника скольжения [4].

С целью устранения вышеперечисленных недостатков предлагает ся новая конструкция опорного узла подшипникового устройства для поддержания вала агрегата (рис. 1).

Опорный узел подшипникового устройства состоит из полого корпуса 1 со штуцером 2 для подачи масла. Внутрь полого корпуса запрессован радиальный подшипник скольжения с сегментными са моустанавливающимися вкладышами-подушками 3, помещёнными в корпус подшипника 4. Корпус подшипника 4 имеет радиальные сквозные отверстия 5 и на внутренней радиальной образующей по верхности кольцевую проточку 6, через которые масло поступает в клиновой зазор между сегментными самоустанавливающимися вкла дышами-подушками 3 и вращающимся валом 7 агрегата. Кольцо сепаратор 8 с разделительными выступами 9 неподвижно закреплено на корпусе подшипника 4. С обоих торцов радиальный подшипник скольжения имеет кольца-уплотнения 10 и 11, которые зафиксирова ны неподвижно на полом корпусе 1 и имеют на внутренней торцовой поверхности у меньшего диаметра по всему периметру выступ конкретной длины и конкретного внутреннего диаметра. Кольца уплотнения 10 и 11 в неподвижном соединении с полым корпусом имеют упругие уплотнительные кольца 13 и 14.

Рис.1. Конструкция опорного узла подшипникового устройства Включение в опорный узел подшипникового устройства радиально го подшипника скольжения выполненного в виде сегментных самоуста навливающихся вкладышей-подушек позволяет, за счёт большего числа созданных гидродинамических клиньев, равномерно расположенных по окружности между валом и сегментными самоустанавливающимися вкладышами-подушками, получить следующие преимущества:

а) обеспечить безвибрационную работу и увеличить диапазон час тоты вращения вала;

б) обеспечить отсутствие кромочного давления, что значительно снижает вероятность схватывания опорных поверхностей;

в) при приработке и износе опорной поверхности сегментных са моустанавливающихся вкладышей-подушек сохранять клиновую фор му зазора.

Снабжение радиального подшипника скольжения кольцом сепаратором с разделительными выступами обеспечивает разделение и направление сегментных самоустанавливающихся вкладышей подушек во время работы.

С обоих торцов радиального подшипника скольжения установле ны кольца-уплотнения, закреплённые герметично на полом корпусе и имеющие на внутренней торцовой поверхности у меньшего диаметра по всему периметру выступ конкретной длины и конкретного внут реннего диаметра. Это позволяет предотвратить резкое падение дав ления масла в смазочном слое и исключает или значительно уменьша ет нарушение сплошности смазочного слоя и вспенивание масла на выходе его из опорного узла.

Предлагаемая конструкция опорного узла подшипникового уст ройства позволяет повысить несущую способность радиального под шипника скольжения, обеспечить безвибрационную работу и увели чить диапазон частоты вращения вала агрегата, обеспечить отсутствие кромочного давления, что значительно снижает вероятность схваты вания опорных поверхностей. При приработке и износе опорной по верхности сегментных самоустанавливающихся вкладышей-подушек конструкция опорного узла позволяет сохранить клиновую форму за зора в сопряжении, а также исключить образования вспенивания мас ла на выходе из опорного узла, что, в конечном счете, повысит рабо тоспособность оборудования системы смазывания агрегата.

Список литературы 1. Межерицкий А. Д. Турбокомпрессоры систем наддува судовых дизелей / А. Д. Межерицкий. – Л. : Судостроение, 1986. – 178 с.

2. Иванец В. Ф. Особенности эксплуатации и ремонта ГТН типа VTR–200 / В. Ф. Иванец // Рыбное хозяйство.– 1981. – № 3. – С. 44–45.

3. Кита В. Ф. Устройство и ремонт турбокомпрессоров судовых ДВС / В. Ф. Кита. – М. :Транспорт, 1972. – 121 с.

4. Фукс И. Г. Деаэрационные свойства гидравлических масел / И. Г. Фукс, О. Н. Фомина, А. А. Чесноков, К. М. Бабыштова // Химия и технология топлив и масел. – 1987. – № 1. – С. 42–45.

УДК 621.892.096.1. Б. Н. Перминов, Е. И. Кончаков, Н. Н. Таращан ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЭКОЛОГИЧЕСКИ БЕЗОПАСНОЙ РЕСУРСОСБЕРЕГАЮЩЕЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ СУДОВЫХ ДИЗЕЛЕЙ ХИММОТОЛОГИЧЕСКИМИ МЕТОДАМИ Деятельность Морского университета в защите окружающей сре ды включает в себя разработку комплексной системы экологической безопасности судовых энергетических установок (СЭУ), которая по зволяет эффективно снижать токсичность жидких сбросов в морскую среду и газовых выбросов от дизелей. Проблема снижения вредных компонентов с уходящими газами СЭУ приобрела особую актуаль ность с принятием в 1997 г. Международной морской организацией Приложения VI к MARPOL 73/78, согласно которому содержание СО2, NОХ, SO2 и SO3 в выпускных газах ДВС резко сокращено.

Возросшие требования экологии все больше сказываются на со ставе топлив и смазочных материалов, качестве присадок. Из состава последних необходимо исключить тяжелые металлы, азотосодержа щие компоненты, переходящие в оксиды при термическом разложе нии. Сегодня все химмотологические проблемы необходимо решать с учётом экологических последствий. Экологически опасными компо нентами многих нефтепродуктов являются полициклические аромати ческие углеводороды, полихлордифенилы, серо- и хлоросодержащие присадки, органические соединения свинца, бария, сурьмы, цинка.

В результате проведённых исследований авторами разработан ряд мер, направленных на снижение загрязнения окружающей среды при эксплуатации судовых дизелей. Предлагается уже на этапе разработки топлив и моторных масел оценивать экологические последствия их применения в СЭУ, в частности с учётом форсировки, конструктив ных особенностей и режимов работы двигателей. Необходимо исклю чить производство неэкологичных горюче-смазочных материалов (ГСМ) и присадок к ним. Важность вопросов экологии при эксплуата ции СЭУ заставляет по новому подходить, а в отдельных случаях су щественно пересматривать многие привычные концепции, включая традиционные процессы производства ГСМ и присадок, правила их использования, срок их службы и утилизацию. Все эти аспекты тесно взаимосвязаны и рассмотрение каждого в отдельности недопустимо.

Проведенные исследования показали экологическую безопасность использования в судовых форсированных дизелях унифицированных топлив: дистиллятного маловязкого судового (ТМС) (ТУ 38.101567–87) и остаточных высоковязких лёгких (СВЛ), судовых высоковязких то плив (СВТ) и судовых высоковязких сверхтяжёлых (СВС) (ТУ 38.1011314–90). Судовое маловязкое топливо предназначено для применения в СЭУ вместо дизельного. Его компонентами являются негидроочищенные прямогонные атмосферные и вакуумные дистил ляты, продукты вторичного происхождения – лёгкие и тяжёлые газой ли каталитического и термического крекинга.

СВТ соответствуют международному стандарту MS ISO/DIS-F 8217. Получают их компаундированием остатков прямой перегонки и деструктивных процессов с добавлением среднедистиллятных фрак ций. В нём ограничено содержание ванадия. Массовая доля серы обычно не превышает 3,5 %, но встречаются партии топлива СВС с концентрацией серы 5 %. Для более полного сжигания топлив СВТ и СВС предлагается подвергать их гомогенизации и фильтрованию. Хо рошие результаты по снижению выброса в атмосферу NОХ и сажи при эксплуатации форсированных дизелей на указанных нефтепродуктах достигнуты сжиганием водотопливных эмульсий.

Наиболее эффективно с позиций экономии топлива содержание воды в топливе 10…15 %. При этом достигается экономия топлива 8…12 г/(кВтч). Глобулы воды в эмульсии должны быть диаметром 7…10 мкм, т. е. иметь монодисперсный состав. Полидисперсные структуры обеспечивают худшее смесеобразование. При этом эконо мичность ухудшается, и экономия топлива при работе на таких дис персиях составляет всего лишь 3…8 г/(кВтч). Стойкость водотоплив ных эмульсий на основе высоковязких топлив высока. Эмульсии из ТМС стабилизируются добавками органических поверхностно активных веществ.

Экологические характеристики дизелей при работе на водотоп ливных эмульсиях по мере увеличения концентрации воды улучша ются по экспоненте. Наиболее выгоден режим с 15…20 % воды. По вышение содержания воды в топливе более 20 % не рационально, так как снижает экономичность дизеля ниже показателей работы на топ ливе без добавки воды. Наиболее выгодный режим эксплуатации большинства ДВС на водотопливных эмульсиях с содержанием воды 10…20 %. При этом выброс вредных продуктов в атмосферу по срав нению с работой на необводнённом топливе снижается в 1,3…2,1 раза. Повышение экономичности по расходу топлива в сред нем составляет 3,2 %. Предложены различные схемы приготовления водотопливных эмульсий с использованием гомогенизаторов различ ного типа. Анализируется их эффективность [1]. Проиллюстрированы лучшие модели: простые по устройству и надёжные в работе. Особый интерес вызывают фильтры для очистки эмульсии. В них используют ся фильтроматериалы, которые набухают от воды и поры, которых не блокируются её глобулами. Они также не боятся осмоления, хорошо отфильтровывают механические примеси, в том числе органического происхождения.

При эксплуатации дизелей на водотопливных эмульсиях отрица тельных последствий в плане интенсификации коррозионных процес сов не наблюдается. Их применение в тронковых дизелях допустимо только при сочетании с моторными маслами (ММ) М-10(14, 16)Г2(цс) (ГОСТ 12337–84), если содержание серы в топливе не превышает 1 %.

При использовании высоковязких топлив, в которых серы 1…2 %, смазку желательно осуществлять маслами М-10(14)(дцл 20). Если се ры 2…2,5 % – необходимо использовать масло М-14(16)(дцл30). При сжигании топлив с S = 2,5…3,5 % подойдет перспективное масло М-16(дцл50), опытные партии которого поставляются в эксплуатацию.

Приводятся экологические характеристики углеводородной осно вы, на которой готовятся судовые ММ. Анализируются многофунк циональные присадки, которыми они легируются. Особое внимание обращено на антикоррозийные, противозадирные и моюще-дисперги рующие компоненты, которые могут представлять опасность для ок ружающей среды. Впервые, с экологических позиций проранжирова ны топливосберегающие присадки (модификаторы трения) и синтети ческие ММ.

Цилиндровая смазка крейцкопфных дизелей осуществляется мас лами М-16Е30 и М-20Е70. Все выше перечисленные ММ базируются на различных композициях однотипных многофункциональных при садок. Их специфика состоит в том, что они не боятся обводнения.

Водомасляные эмульсии на их основе не стойки и легко разлагаются.

Вымываемость присадок не превышает 15 %. Входящие в судовые масла (ГОСТ 12237–84) присадки экологически безопасны. Продукты их сгорания в ДВС при попадании в атмосферу не вызывают тяжёлых экологических последствий, они не канцерогены и не токсичны.

Увеличение абразивности и скорости загрязнения масла нераство римыми продуктами при использовании низкосортных высоковязких топлив типа СВТ интенсифицирует изнашивание ДВС. Сохранение ресурсных показателей двигателей при этом возможно за счет ком плексного повышения эффективности смазочных систем. Кроме под бора ММ, соответствующих сжигаемому топливу с учётом его кок суемости, зольности, содержания серы, ванадия, важно обеспечить качественную очистку масла.

Высокая надёжность пар трения дизелей от изнашивания и эффек тивное торможение старения ММ достигнуто его комбинированной очисткой, сочетающей достоинства фильтрования и центрифугирова ния. Объединение разных по принципу действия методов очистки по зволяет надежно защитить подшипники от попадания опасных, доста точно крупных абразивных частиц и обеспечить глубокую очистку масла от продуктов, ускоряющих окисление масла. Торможение кор розионных процессов осуществляется за счет легирования масла со временными многофункциональными присадками. Снижение нагаро и лакообразования в дизелях достигается повышением термостойко сти ММ и их моюще-диспергирующих свойств.

Системное решение проблемы ресурсосбережения ДВС при кон вертировании их на топлива глубокой переработки нефти вылилось в разработку химмотологических основ комплексного повышения эф фективности очистки ММ [2]:

– выявлены характерные для существующих систем очистки про тиворечия и предложены методы их разрешения;

– сформулированы принципы и показаны способы комбинирован ной очистки масла, наиболее полно реализующей достоинства фильт рования и центрифугирования;

– созданы методы повышения эффективности фильтровальных материалов за счёт управления их поровой структурой и на их основе материалы с высоким качеством очистки и регенерируемостью;

– разработаны базовые, в том числе автоматизированные, системы тонкой очистки масла, обеспечивающие надежную защиту ДВС от аб разивного изнашивания, минимальный расход фильтрующих элемен тов и большой срок службы ММ;

– предложены методы интенсификации промывки фильтрующих элементов и на их основе базовые самоочищающиеся фильтры, авто матизированные маслоочистительные комплексы высокого функцио нального уровня.

Применение высококачественных ММ с присадками и эффектив ная комбинированная их очистка при использовании высоковязких топлив позволила сохранить ресурс двигателей на том же уровне, ко торый достигается при работе на дизельном топливе [1].

Применение долгоработающих ММ, у которых стабилизация экс плуатационных показателей происходит на добраковочном уровне, совместно с конструктивными мероприятиями по маслосъемным поршневым кольцам позволила сократить расход ММ на 15…60 %.

Управление качеством горюче-смазочных материалов на судах при их использовании не только обеспечивает ресурсосберегающую эксплуатацию ДВС, но и позволяет уменьшить затраты на сменно запасные части и трудоёмкость обслуживания ДВС на 10…30 %. Сле дует обратить внимание на то, что стандартные показатели товарных ГСМ не всегда позволяют оценить их экологические и моторные по казатели.

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

2. Кича Г. П. Рациональное использование и экономия топливно энергетических ресурсов на транспорте / Г. П. Кича, Б. Н. Перминов // Актуальные проблемы создания и эксплуатации комбинированных двигателей внутреннего сгорания : мат. междунар. научн.-техн. конф.

«Двигатели 2002». – Хабаровск : ТОГУ. – С. 175–183.

УДК 621.43.013 : 629. Н. К. Пак, Н. Н. Таращан АНАЛИЗ ЭФФЕКТИВНОСТИ НОВЫХ СИСТЕМ ТОНКОЙ ОЧИСТКИ МОТОРНОГО МАСЛА В СУДОВЫХ ДИЗЕЛЯХ Эксплуатация высокофорсированных двигателей нового поколе ния на тяжёлом топливе низкого качества показала, что без эффектив ной тонкой очистки моторного масла (ММ) обеспечить высокий ре сурс деталей и надёжную работу ДВС невозможно. Отсюда напраши вается вывод о разработке систем тонкой очистки масла (СТОМ) вы сокого уровня, удовлетворяющих современным требованиям дизеле строения с учётом выбора наиболее рациональной схемы очистки и комплектования её маслоочистителями (МО). Предусматривается по иск путей интенсификации и управления эффективностью процесса очистки с учётом качества применяемых горюче-смазочных материа лов и характеристик МО рассматриваемой системы.

Разработка СТОМ высокой эффективности велась на основе моде лирования схем и агрегатов очистки ММ с использованием результа тов теоретического исследования. Рассчитывались и оптимизирова лись различные схемы маслоочистки. Причём оптимизация их состава осуществлялась выбором МО разного принципа действия, что позво лило рационально сочетать и использовать достоинства каждого из них, а недостатки компенсировать. Проектирование МО велось с учё том назначения, требований к их технико-эксплуатационным показа телям, тонкости и избирательности отсева нерастворимых продуктов (НРП). Для сравнения эффективности СТОМ рассмотрим три основ ные системы очистки масла (табл. 1).

Первая система – полнопоточная система тонкой очистки масла (ПСТОМ), включающая только полнопоточный фильтр тонкой очистки масла. Она предназначена для дизелей с мощностью до 4 тыс. кВт малой и средней форсировки, работающих на маловязких, в том числе дизель ном, топливах и маслах групп В2 и Г2 при удельной скорости загрязне ния масла НРП менее 0,05 г/(кВт·ч) и прокачкой масла до 60 м3/ч.

Основные типоразмеры фильтрующих элементов (ФЭ), разработан ные для судовых дизелей, в зависимости от требований к очистке масла имеют различные модификации, поэтому выпускаются в широком диа пазоне тонкости отсева, пропускной способности и грязеёмкости.

Для полнопоточных ФЭ тонкой очистки масла с фильтровальной перегородкой поверхностного типа предложено использовать листо вые нетканые материалы толщиной 0,4…2 мм, с хаотическим распо ложением волокон. Волокна соединяются клеевым или термопластич ным способом, образуя жёсткую проницаемую структуру. Целлюлоз но-бумажные фильтрующие материалы (ФМ) производят, главным образом, из мерсеризованной целлюлозы. Они имеют сравнительно однородную высокопористую структуру, создаваемую беспорядочно переплетенными между собой растительными волокнами. С целью усиления их прочности и улучшения структуры в целлюлозную массу предложено добавлять хлопчатобумажные волокна.

Основные характеристики применяемых ФМ соответствуют пока зателям лучших зарубежных материалов: пористость их превышает 80 %, а удельная пропускная способность более 100 м/ч. Наравне с увеличением пористости повышение эффективности ФМ результа тивно за счёт улучшения однородности её структуры путём уменьше ния наполнителя и связывающего волокна вещества, что увеличивает проницаемость и грязеёмкость бумаг. Номинальная тонкость отсева их для полнопоточной очистки ММ находится в диапазоне 20…45 мкм. Отдельные материалы подвергаются рифлению и тесне нию. Лучшие гидравлические характеристики имеют ФМ с регуляр ной поровой структурой. Заслуживает внимание длинноволокнистая равнопрочная крупнопористая бумага, ФЭ из которой обладают мак симальной грязеёмкостью и сроком службы [1].

Таблица Характеристики систем тонкой очистки ММ Тип системы очистки Показатель ПСТОМ КСТОМ АСТОМ Область примене ния: дизели мощно- 0,1 – 4 0,5 – 6 2 – стью, тыс. кВт Пропускная способ ность, м3/ч:

фильтра 3 – 120 3 – 240 30 – центрифуги (се- – 1,8 – 12 1,5 – паратора) Тонкость отсева при очистке полного по- 25 – 45 25 – 45 30 – тока, мкм Скорость полнопо 2–4 2– точной фильтрации, 1– (50 – 100)* (100 – 400)* м/ч Удельная поверх ность полнопоточ- 100 – 400 50 – 50 – ной фильтрации (1 – 2)* (1 – 3)* масла, см2/кВт Удельная интенсив ность очистки масла от нерастворимых 0,1 – 0,3 0,2 – 0,8 0,5 – продуктов (ГОСТ 20684–75), г/(кВт·ч) Фактор разделения при центрифугиро- – 3000 – 5000 4000 – вании масла Удельный индекс производительности – 0,05 – 0,10 0,05 – 0, центрифуги (сепара тора), м2/кВт Периодичность об служивания, тыс. ч:

фильтра 0,3 – 1,5 0,5 – 2,5 (2 – 4)* 0,8 – 2,3 (3 – 5)* центрифуги (се паратора) – 0,2 – 0,5 1,5 – Трудоёмкость об служивания масло 0,2 – 0,4 0,6 – 2,2 0,3 – 4, очистительного ком плекса, чел.·ч/1000 ч *Показатели при сочетании центрифуги с саморегенерирующимся фильтром Вторая система – комбинированная система тонкой очистки мас ла (КСТОМ), предназначенная для дизелей мощностью от 0,5 до 6 тыс. кВт при прокачке масла через смазочную систему (СС) до м3/ч. Система наиболее эффективна при использовании в двигателях средне- и высоковязких топлив, высокозольных масел групп Г2 и Д2.

Их применение также рационально при удельной скорости загрязне ния масла НРП более 0,05 г/(кВт·ч).

КСТОМ, включающие полнопоточные фильтры со сменными ФЭ или саморегенерирующегося типа и центрифуги, хорошо себя зареко мендовали при очистке зольных масел с высоким уровнем нейтрали зующих и моюще-диспергирующих свойств. Достоинством этих сис тем является высокая кратность циркуляции масла через центробеж ный очиститель (ЦО), что значительно облегчает функционирование полнопоточного фильтра и увеличивает срок службы ФЭ и периодич ность химической чистки саморегенерирующегося фильтра (СРФ).

ЦО берёт на себя основную «грязевую» нагрузку при удалении из масла мелкодисперсных продуктов износа деталей, срабатывания присадок и в целом старения масла, которые ускоряют его окисление.

При прокачке масла через двигатель более 120 м3/ч вместо ФТОМП используется СРФ. Достоинством сочетания СРФ с центри фугой является возможность подключения ЦО для очистки промывно го масла. Для этой цели используют полнопоточные центрифуги, т. е. очиститель с напорным сливом. Центрифуга с напорным сливом, по сравнению с обыкновенным ЦО, имеет более низкое гидравлическое сопротивление, что благоприятно сказывается на регенерации ФЭ. В промывном масле частицы загрязнения укрупнены, что в 1,2…3 раза повышает интенсивность очистки масла центрифугированием.

Преимущества КСТОМ над ПСТОМ состоят в более высокой ин тенсивности очистки масла от НРП. По этому параметру комбиниро ванные системы превосходят полнопоточную в 6…18 раз. КСТОМ надёжно защищают дизель от абразивного изнашивания и значитель но тормозят старение масла.

Третья система – автоматизированная система тонкой очистки масла (АСТОМ) базируется на саморегенерирующихся фильтрах и самоочищающихся сепараторах (центрифугах), поэтому в первую очередь предназначена для автоматизированных СДЭУ. Кроме того, она оснащается СРФ высокой пропускной способности, поэтому не заменима в дизелях, имеющих СС с высокой, до 300 м3/ч, пропускной способностью.

Преимущества АСТОМ перед КСТОМ состоят в высокой продол жительности необслуживаемой работы маслоочистителей. При ис пользовании СРФ и сепараторов (центрифуг) она составляет 1,5…5 тыс. ч. В то время как у КСТОМ этот показатель не превышает 0,5 тыс. ч. По эффективности очистки от НРП сравниваемые системы равноценны, т. е. надежно защищают подшипники ДВС от крупных, наиболее опасных частиц механических примесей и поддерживают общее загрязнение масла нерастворимыми примесями на приемлемом уровне. Реализация АСТОМ осуществлена с использованием ЦО са моочищающегося типа. Самоочищающиеся центробежные сепарато ры (СЦСО) в СС мощных двигателей подключаются по байпасной схеме. При этом сепарирование ведётся на режимах, обеспечивающих самую низкую интенсивность старения ММ [2].

В качестве наглядного примера сравним эффективность штатной системы очистки масла (ШСО), включающей самоочищающийся фильтр СОФ БМЗ и СЦСО МАРХ-309, и АСТОМ в дизеле 8ДН35/62, работающего на масле М-10-Г2(цс) (табл. 2).

АСТОМ, в которую входят саморегенерирующийся фильтр СОФД-120 и тот же сепаратор МАРХ-309 оказалась значительно резуль тативнее ШСО. Повышение качества очистки ММ достигнуто путем ис пользования фильтра высокой эффективности и сепаратора, функциони рующего в режиме оптимальной пропускной способности Qopt.

Для эффективного управления состоянием масла в СС дизеля не обходима адаптивная настройка сепаратора на оптимальные режимы работы. Целью и отличительной особенностью этого метода является повышение эффективности очистки масла с помощью поддержания оптимальной пропускной способности сепаратора. Причём послед нюю регулируют пропорционально изменению частоты регенерации ФЭ саморегенерирующегося фильтра. При этом, увеличивая частоту регенерации, увеличивают пропускную способность сепаратора, а при уменьшении частоты регенерации пропускную способность сепарато ра уменьшают. С этой целью разработан самонастраивающийся поис ковый регулятор (СПР) подачи ММ на сепарирование.

Понижение в 1,43….1,64 раза скорости изнашивания основных деталей ДВС получено за счет более низкой тонкости отсева СОФД-120 и превосходства АСТОМ над ШСО по интенсивности очи стки в 4,8…6,6 раза. Причем большее соотношение характерно для зольных нерастворимых в бензине (НРБ) продуктов. Поэтому концен трация этих примесей c и cз (ГОСТ 20684-75) в масле М-10-Г2(цс) к моменту отработки 2 тыс. ч в ШСО была в 1,67…2 раза выше, чем при использовании новой АСТОМ (рис. 1) [3].

Применение СТОМ последнего поколения позволило полностью нейтрализовать негативные последствия сжигания низкосортных топлив и обеспечить экономичную ресурсосохраняющую эксплуатацию ДВС.

Таблица Результаты эксплуатационных испытаний в дизеле 8ДН35/ Показатель ШСО AСТОМ Состояние масла к 2000 ч работы Концентрация НРБ продуктов, %:

общих 2,4±0,3* 1,2±0, зольных 0,45±0,06 0,27±0, Щелочность, мг КОН/г 3,6±0,4 6,1±0, Кислотность, мг КОН/г 4,2±0,5 2,8±0, Значение рН 5,8±0,6 6,5±0, Степень окисления, % 10,2±1,4 9,8±1, Содержание смол, % 6,8±0,9 5,1±0, Старение и очистка масла Скорость загрязнения НРБ продуктами, г/ч 96±8 93± Интенсивность срабатывания присадок, г/ч 3200±170 1150± Интенсивность очистки от НРБ продуктов, г/ч:

общих 1230±65 5890 ± зольных 245±12 1610 ± Периодичность обслуживания СРФ, 1,6±0,3 5,2 ±0, тыс.ч Трудоемкость обслуживания СТОМ, 6,2±0,8 1,5 ±0, чел.ч/1000 ч Скорость изнашивания деталей ДВС:

комплект поршневых колец, г/1000 ч 18,3±2,3 12,8±1, цилиндровая втулка, мкм/1000 ч 15,4±2,1 10,1±0, шейки коленчатого вала, мкм/1000 ч 9,2±0,8 5,6±0, Нагаро- и лакообразование, балл:

днище поршня 3,6±0,3 3,2±0, поверхность над верхним кольцом 3,8±0,4 2,4±0, перемычки между кольцами 2,6±0,2 2,1±0, канавки компрессионных колец 2,8±0,3 1,5±0, канавки маслосъёмных колец 5,3±0,6 3,6±0, юбка поршня 2,1±0,2 1,4±0, суммарная оценка 20,2±2,1 14,2±1, *Среднее квадратичное отклонение Нагаро- и лакообразование на поршнях, оценённое по ОСТ 24.060.09–79, при использовании АСТОМ в среднем составило 14, против 20,2 балла в случае, когда масло очищалось штатными средст вами. Такой результат обусловлен меньшей концентрацией НРБ при месей в масле и менее интенсивным срабатыванием присадок на этапе с СОФД-120. Щёлочность (ГОСТ 11362–76) понижалась до 6,1 мг КОН/г, в то время как с ШСО до 3,6 мг КОН/г (см. рис. 1) [2].

с, % Щ, мгКОН/г 2,0 1,5 1,0 0, сз, % СО, % 0,4 0,3 0,2 АСТОМ ШСО 0,1 0 500 1000 1500 0 500 1000 Рис. 1. Кинетика старения масла М-10-Г2(цс) в дизеле 8ДН35/ АСТОМ прошла широкую эксплуатационную проверку на судах Дальневосточного бассейна и принята для серийного производства БерМЗ. Эффективность её при использовании СОФД и СЦСО послед него поколения в мощных судовых дизелях высока.

Результаты моторных испытаний СОФД и СЦСО показали пер спективность разработанных конструкций и схем функционирования СПР, который был создан для адаптивной настройки центробежного сепаратора. Созданный СПР требуется для эффективного управления состоянием масла в СС.

Выводы 1. Комбинированная очистка масла за счёт полнопоточного фильтрования надёжно защищает пары трения ДВС от частиц за грязнения, вызывающих изнашивание и задиры в парах трения. До полнительное центрифугирование ММ обеспечивает глубокую его очистку от продуктов, катализирующих окисление и старение масла, а также ускоряющих срабатывание присадок. Комбинированная очи стка стабилизирует моюще-диспергирующие свойства масла на вы соком уровне, способствует переводу промежуточных продуктов окисления в карбены и карбоиды, которые легко отфильтровывают ся. Наиболее результативна коррекция старения масла очисткой при использовании низкосортных топлив в двигателях с малым угаром и высокой форсировкой.

2. Моторными испытаниями доказана высокая результативность AСТОМ, включающих СОФД и СЦСО для автоматизированных СДЭУ. По трудоёмкости и периодичности обслуживания они эффек тивнее полнопоточных фильтров в 2…5 раз. Автономность работы СОФД нового поколения, как показал эксперимент на судах, повыше на до 4…8 тыс. ч. АСТОМ по сравнению с известными маслоочисти телями уменьшает в дизеле 8ДН35/62 изнашивание, нагаро- и лакооб разование основных деталей на 30…60 %.

Список литературы 1. Кича Г. П. Полнопоточная тонкая очистка масла в судовых ди зелях / Г. П. Кича. – М. : ЦБНТИ ММФ. – 1978. – № 4 (440). – 38 с.

2. Перминов Б. Н. Научно-технические основы эффективного мас лоиспользования в судовых тронковых дизелях: монография / Б. Н. Перминов. – Владивосток : Мор. гос. ун-т. – 2005. – 378 с.

3. Кича Г. П. Решение проблемы высокоэффективной очистки мо торного масла в судовых дизелях: дис. докт. техн. наук: 05.08.05: за щищена 06.10.92 : утв. 24.02.93 / Кича Геннадий Петрович. – Владиво сток, 1992. – Т. 1. – 512 с. – Т. 2. – 358 с.

УДК 621.438– Ю. Я. Фершалов, В. М. Акуленко, М. Ю. Фершалов СОПЛОВЫЕ АППАРАТЫ ТУРБИН И ИХ ЭФФЕКТИВНОСТЬ Эффективность работы любой, а особенно сверхзвуковой турбины в значительной степени зависит от совершенства соплового аппарата (СА), особенно при низких значениях характеристического числа. По данным работы [1], уменьшение коэффициента скорости СА на 1 % приводит к падению КПД ступени примерно на 2 %. По данным [2], повышение коэффициента скорости на 1 % позволяет увеличить мощ ность ступени на 1,33 %. Чем выше число Маха, тем сильнее эффек тивность рабочего колеса (РК) зависит от неравномерности потока, а неверная оценка аэродинамических характеристик рабочего тела за СА влечет за собой ошибочное профилирование каналов РК, что так же уменьшает коэффициент полезного действия ступени.

1. Профилирование сопловых аппаратов Профилирование сверхзвукового соплового аппарата включает в себя следующие этапы:

а) определение площади критического сечения СА;

б) построение до звуковой части сопла;

в) построение расширяющейся части сопла, оптимальной для за данных параметров рабочего тела (РТ).

Правильное определение площади критического сечения сопел связано с тем, насколько точно определён коэффициент расхода, ко торый зависит от разгонной части сопла до критического сечения.

Разгонная часть сопла оказывает существенное влияние не только на его коэффициент расхода, но и на работу всего сопла. Профиль дозву ковой части сопла должен обеспечить плоскую линию перехода через скорость звука, что является условием отсутствия скачков в сверхзву ковой части.


При профилировании сверхзвуковой части сопла необходимо обеспечить: низкие потери энергии;

получение равномерного потока и заданного угла выхода РТ;

экономичную работу сопел на переменных режимах.

Существуют различные методы профилирования сопел. Наиболее распространён метод характеристик. Спроектированное по этому ме тоду сопло гасит возникающие при расширении волны разрежения перед выходным сечением. Это происходит в том случае, когда волна разрежения встречается со стенкой, направление которой совпадает с направлением вектора скорости при переходе через эту волну. При за тухании всех волн поток становится равномерным. Бесконечное число волн разрежения бесконечно малой интенсивности заменяется конеч ным числом волн конечной интенсивности.

При построении сопла минимальной длины используется свойство обтекания сверхзвуковым потоком тупого угла с угловой точкой. Все основные характеристики исходят из неё, а угол излома стенки будет равен половине угла отклонения. Применение таких сопел предпочти тельнее вследствие ограничений конструктивного характера, относя щихся к осевой ширине СА.

На практике часто применяют упрощённый способ профилирова ния коротких сверхзвуковых сопел [3]. Несмотря на высокую эффек тивность профилирования сопел методом характеристик или методом, основанным на свойствах обтекания тупого угла сверхзвуковым пото ком этот способ, также основанный на методе характеристик, позволя ет строить контуры сопел с помощью прямых линий и дуг окружности.

Упрощённые методы профилирования выгодны простотой зада ния контуров решётки на чертеже и точностью их изготовления, тогда как специально спрофилированные решётки не могут быть изготовле ны с достаточной точностью, особенно для малоразмерных турбин ных (МРТ) ступеней. Кроме того, спрофилированные упрощённым методом сопла менее чувствительны к изменению режима, чем сопла, спрофилированные методом характеристик.

Как уже отмечалось, эффективность работы сверхзвуковой МРТ в значительной степени зависит от совершенства СА, поэтому в литера туре уделено большое внимание исследованию процессов течения РТ в сверхзвуковых соплах [4, 5, 6, 7, 8 и др.] и методам их профилирова ния [9, 10, 11 и др.].

Сверхзвуковые сопловые аппараты выполняют как с прямоуголь ными соплами (нормальные сечения представляют собой прямоуголь ник), так и с осесимметричными соплами (нормальные сечения – ок ружности).

Экспериментальное сравнение осесимметричных сверхзвуковых сопел с плоскими соплами [12] показало их большую эффективность.

В связи с этим они получили большое распространение. Для осесим метричных СА по сравнению с плоскими соплами показательны: от сутствие концевых потерь в канале с прямой осью;

малые потери в пограничном слое вследствие малого смачиваемого периметра круг лого канала;

достаточная равномерность потока на выходе при пере резывании и разделке выходных кромок;

большая точность изготов ления [13, 14].

Однако и осесимметричные СА не лишены следующих недостат ков: проекция такого сопла в осевом направлении имеет эллиптиче скую форму, что не вполне согласуется с кольцевой формой проточ ной части РК;

большие трудности при выполнении СА с конструктив ным углом выхода потока меньше 12° [15] возникают из-за очень вы тянутого выходного эллипса;

РК работает при большой неравномер ности потока.

Результаты проведенного сопоставления свидетельствуют о це лесообразности и перспективности дальнейшего изучения плоских сопел.

2. Потери энергии в сопловых аппаратах с плоскими соплами В настоящее время плоские сопловые решетки широко исследова ны различными организациями. Хорошо отработаны и исследованы сверхзвуковые решётки профилей для 1K = 9...21° и M1t = 1,4...1,8 в МЭИ [17]. Уровень потерь энергии для области изменения M1t = 1,6...1,8 в пределах 5...9 %. В области M1t 1,8 экспериментальные данные МЭИ отсутствуют.

С уменьшением угла выхода СА происходит увеличение потерь энергии, причём область 1K 9° в настоящее время исследована не достаточно.

В работе [19] рассмотрена двухвенечная ступень со следующими характеристиками: lc=12 мм, M1t = 2,47, 1K = 15°, сопла плоские пря моугольные. Коэффициент скорости СА составил 0,94...0,96. В рабо тах [2, 14] представлены результаты испытания экспериментальных сверхзвуковых сопловых решёток в зависимости от конструктивного угла выхода потока из СА.

По результатам испытаний СА с конструктивным углом выхода потока 10...14° в лаборатории МРТ СПбГТУ получена зависимость коэффициентов потери кинетической энергии от числа Маха.

В работах [4, 19] приведены зависимости коэффициентов скорости для различных сопел экспериментальной турбины ЭТ 100 КТЗ. По данным исследований даны следующие рекомендации по выбору ко эффициента скорости СА: для M1t = 1...1,5, = 0,97...0,96, для M1t = 1,5...2,0, = 0,96...0,94, для M1t = 2,0...3,0, = 0,94...0,92, для M1t = 3,0, = 0,92...0,91.

Анализ потерь кинетической энергии в плоских сопловых решёт ках свидетельствует о приемлемом уровне потерь в них, однако, в ли тературных источниках практически отсутствуют опытные данные для конструктивных углов выхода СА меньше 9° и числах Маха больше 2, что требует проведения исследований в этой области.

Исследованию сопловых решёток полноразмерных турбин посвя щено достаточно много публикаций. Однако, выводы разных авторов часто противоречивы, из-за чего практическое их использование за труднено. В связи с этим имеет смысл сопоставление этих данных, ана лиз их применимости к решёткам малорасходных турбинных ступеней.

3. Выбор типа сопловых аппаратов для малорасходных турбин Основные выводы, которые можно сделать в ходе анализа резуль татов исследований сопловых аппаратов полноразмерных турбин, следующие:

– суживающиеся решётки удовлетворительно работают при зна чениях C1u 1,35;

– решётки с расширяющимися каналами эффективно работают при больших сверхзвуковых скоростях, но их экономичность резко снижается при переменных режимах;

– при сверхзвуковых скоростях потока высота лопаток оказывает меньшее влияние на эффективность сопловых аппаратов из-за умень шения концевых потерь энергии в решётке.

Следовательно, при увеличении сверхкритического перепада эн тальпий, суммарные потери будут расти медленнее в сопловых аппа ратах осевых малорасходных турбинных ступеней, чем в решётках полноразмерных турбин, вследствие более высокой доли концевых потерь энергии в последних.

В СПбГТУ на кафедре “Энергетическое и атомное турбинострое ние и авиационные двигатели” [4] экспериментально доказана воз можность создания высокоэкономичных сверхзвуковых малорасход ных турбинных ступеней с малым конструктивным углом выхода по тока рабочего тела из соплового аппарата и большим относительным шагом лопаток рабочего колеса, что позволяет выполнять МРТ с пол ным подводом рабочего тела. Полученный в опыте коэффициент по лезного действия составил 61,5 % при значении характеристического числа 0,385, отношении давлений на ступень 3,98 для одновенечной ступени со средним диаметром 250 мм, степенью парциальности при мерно равной единице, высотой сопловых лопаток 12,15 мм, конст руктивным углом выхода потока соплового аппарата – 2,73°, относи тельным шагом лопаток рабочего колеса – 2,14. Выяснилось, что ос новные доли потерь кинетической энергии сосредоточены в сопловом аппарате и составляют примерно 23…28 %. Потери в рабочем колесе – 9…13 %. Потери с выходной скоростью не превысили 2 %.

Экспериментальное исследование кольцевых сопловых решёток с углом выхода потока 2,55...4,46 градусов в диапазоне чисел Маха 0,7...1,8 показало возможность создания высокоэкономичных сверх звуковых сопловых аппаратов для МРТ. При числах Маха 1,5...1, потери в кольцевых решётках сопловых аппаратов составили 12…18 %. Кроме того, исследования подтвердили данные других ав торов, что во время работы ступени значительное влияние на эффек тивность СА оказывает рабочее колесо.

Результаты испытаний одноступенчатых микротурбин, проведён ные в лаборатории микроэнергетики КуАИ [20] подтвердили, что наибольший коэффициент полезного действия при числах Маха 1,05...1,4 имели ступени с суживающимися соплами.

Наиболее детальные и, с точки зрения теории эксперимента, пра вомочные данные по эффективности сопловых аппаратов для микро турбин можно получить из работы [16]. На основании литературных данных автор ограничился исследованием потерь энергии в сопло вых аппаратах как функции от следующих факторов: 1K, l/bл, bл/Dср, C1u. Наибольшее влияние на коэффициент потерь энергии оказыва ют 1K (конструктивный угол выхода сопел) и C1u (относительная скорость). Все это качественно соответствует зависимостям для СА полноразмерных турбин, но влияние конструктивного угла выхода СА на потери в решетках МРТ более существенно. Напротив, влия ние относительной высоты лопаток на потери в решетках оказались менее значительными.

Учитывая выше изложенное, можно сделать вывод, что в области малых относительных высот лопаток влияние относительной высоты на потери энергии в решетке СА значительно слабее, чем в области lC 0,5 (решеток полноразмерных турбин), где изменение концевых потерь кинетической энергии прямо пропорционально 1 / lC.

С уменьшением конструктивного угла выхода потока из СА влия ние относительной высоты лопаток на потери в СА ослабевают. С увеличением b и C1u коэффициент потерь кинетической энергии мо нотонно увеличивается, причем их влияние мало зависит от величины остальных параметров.

Экспериментальные и теоретические разработки показали воз можность создания высокоэффективных СА для МРТ с малыми кон структивными углами выхода потока. Для этого необходимо на осно ве экспериментальных исследований создать математическую модель работы СА, в основу которой были бы положены влияющие на его эффективность факторы:


– конструктивный угол выхода СА;

– степень расширения сопел;

– число Маха на выходе по теоретическим параметрам;

– угол входа рабочего колеса;

– характеристическое число.

Получение математической модели позволит уже на этапе проек тирования выбирать наиболее оптимальные соотношения геометриче ских и режимных параметров для получения высокоэффективных со пловых аппаратов малорасходных турбин.

Список литературы 1. Разработка, модернизация и исследование проточных частей турбоприводов малой мощности / Отчет N 541/0-135. – Николаев :

НКИ, 1979. –234 с.

2. Щеколдин А. В. Исследование работы сверхзвуковых турбин ных ступеней при низких отношениях скоростей U/С0 / А. В. Ще колдин // Проблема совершенствования современных паровых турбин : тез. докл. на ВсНТК. – Л. – 1972. – Вып. 183. – С. 156–166.

3. Емин О. Н. Воздушные и газовые турбины с одиночными сопла ми. / О. Н. Емин, С. Н. Зарицкий. – М. : Машиностроение, 1975. –216 с.

4. Гринкруг Л. С. Выбор параметров малорасходных сверхзвуко вых турбин с большим относительным шагом лопаток рабочего коле са на основе экспериментальных и теоретических исследований : дис.

канд. техн. наук / Л. С. Гринкруг. – Л., 1985. –384 с.

5. Дейч М. Е. Техническая газодинамика / М. Е. Дейч. – М.-Л. :

Госэнергоиздат, 1961. – 671 с.

6. Дейч М. Е. Техническая газодинамика / М. Е. Дейч. – М. : Энер гия, 1974. – 592 с.

7. Ферри А. Аэродинамика сверхзвуковых течений / А. А. Ферри.

– М. : Гостехтеоретиздат, 1953. – 463 с.

8. Хилтон Ч. Ф. Аэродинамика больших скоростей / Ч. Ф. Хилтон.

– М. : 1955. – 384 с.

9. Жуковский М. И. Аэродинамический расчет потока в осевых тур бомашинах / М. И. Жуковский. – Л. : Машиностроение, 1967. – 287 с.

10. Карафоли Е. Аэродинамика больших скоростей / Е. Карафоли.

– М. : Изд.-во АН СССР, 1960. –192 с.

11. Матвеев Г. А.Аэродинамика проточной части судовых турбин / Г. А. Матвеев, Г. В. Камнев, Н. М. Марков, В. С. Елизаров. – М. :

Судпромгиз, 1961. –363 с.

12. Поликовский М. В. О выборе конструкции соплового аппарата для сверхзвуковой регулирующей ступени / М. В. Поликовский, А. В. Щеколдин // Теплоэнергетика. – 1958. – № 11. – С. 56–58.

13. Балье О. К., Бинсли Р. Л. Оценка характеристик осевой турби ны / О. К. Балье, Р. Л. Бинсли // Энергетические машины и установки.

– 1968. – № 4. – С. 42–43.

14. Балье О. К. Изучение конструктивных параметров для выбора турбомашин / О. К. Балье //Энергетические машины и установки. – 1962. – Т. 84. – № 1.– С. 25–37.

15. Абрамов В. И. Тепловой расчет турбин / В. И. Абрамов, Г. А. Филиппов, В. В. Фролов. – М. : Машиностроение, 1974. – 246 с.

16. Кузнецов Ю. П. Сопловые аппараты осевых микротурбин, их совершенствование с целью повышения эффективности высокообо ротных турбоприводов : дис..канд. техн. наук / Ю. П. Кузнецов. – Горький, 1989. – 165 с.

17. Дейч М. Е. Атлас профилей решеток осевых турбин / М. Е. Дейч, Г. А. Филиппов, Л. Я. Лазарев. – М. : Машиностроение, 1965. – 96 с.

18. Бинсли Р. Л. Аэродинамический расчет и проверка двухсту пенчатой турбины со сверхзвуковой первой ступенью / Р. Л. Бинсли // Тр. амер. инж. "Энергетические машины и установки". – 1978. – № 2.

– С. 95–115.

19. Поликовский М. В. О выборе конструкции соплового аппарата для сверхзвуковой регулирующей ступени / М. В. Поликовский, А. В. Щеколдин // Энергомашиностроение. – 1970.– № 9. – С. 23– 20. Наталевич А. С. Воздушные микротурбины / А. С. Наталевич.

– М. : Машиностроение, 1970. – 208 с.

УДК 629.5. А. Г. Чесноков СИСТЕМАТИЗАЦИЯ И АНАЛИЗ ПОВРЕЖДЕНИЙ КОНСТРУКЦИЙ СУДОВ В РАЙОНАХ НЕКОТОРЫХ, ИМЕЮЩИХ ОСОБЕННОСТИ, ПРЕРЫВИСТЫХ СВЯЗЕЙ При регулярных осмотрах судовых конструкций (начиная с года) в них отмечались усталостные трещины. Было установлено, что трещины появляются в начальный период эксплуатации этих судов и обусловлены общим продольным изгибом корпуса. Характерными районами повреждений являются места с высокой концентрацией напряжений некоторых прерывистых связей. Ниже приводится классификация повреждений по местоположению в конструкциях судна (рис. 1) и их анализ.

Наиболее часто из прерывистых связей повреждаются рубки.

Характерные районы повреждений:

– различные вырезы в боковых стенках рубки (оконные, дверные, расширительные соединения);

– узлы соединения продольного комингса грузовых люков с лобовой и боковой стенками рубки;

– узлы соединения рубок первого и второго ярусов при меньшей длине и большей ширине рубки второго яруса;

– концевые участки рубок (узлы с жёсткими точками, образо ванные путём пересечения криволинейной в плане лобовой стенки рубки с продольной переборкой корпуса или карлингсом, под креплённым пиллерсом, а также боковой стенки рубки с поперечной переборкой);

– узлы пересечения боковой стенки и палубы рубок разной высоты и ширины (узлы с жёсткими точками).

На плавбазе «Пятидесятилетие СССР» усталостные трещины нормального отрыва длиной до 200 мм были обнаружены в углах спа ренных прямоугольных оконных вырезов боковых стенок концевых участков рубок. Трещины обусловлены деформациями сдвига (при общем изгибе корпуса судна), так как распространились примерно по биссектрисе угла выреза, то есть под углом 45° к его прямолинейной кромке. Причем по расположению трещин в стенках рубки с каждого борта можно сделать вывод, что они появились при положении судна на вершине волны. Причина их возникновения – высокие нормальные местные напряжения, обусловленные их концентрацией, вызванной недостаточностью размеров радиусов скруглений углов вырезов.

Усталостные повреждения (трещины) Продольный Рубка комингс Концевые участки Оконные вырезы Расширительные Концевой соединения участок Вырезы в полке Районы вырезов Узел соединения лобовой Узел соединения боковой Узел соединения лобовой Узел соединения боковой Узел соединения первого М еждуоконные продольным комингсом продольным комингсом Углы вырезов и второго ярусов рубки стенки и палубы двух перемычки подпалубной связью стенки рубки с стенки рубки с стенки рубки с рубок Жесткая точка второго типа Рис. 1. Классификация усталостных повреждений конструкций судов в зависимости от района возникновения На плавбазах типов «Е. Уборевич» и «Е. Никишин» повреждения в виде усталостных трещин нормального отрыва были обнаружены в скруглённых углах одиночных оконных прямоугольных вырезов кон цевых участков одноярусных рубок, исключённых из общего изгиба с помощью расширительных соединений. Трещины обусловлены де формациями сдвига (ориентированы под углом 45° к кромке выреза).

Усталостные трещины также сдвигового характера длиной до 300 мм были отмечены и в углах дверных вырезов боковых стенок рубок судов «И. Уборевич» и «Е. Никишин» [2]. Положение трещин у дверных вырезов аналогично положению трещин у оконных вырезов.

Причина их появления – высокие местные напряжения, обуслов ленные общим изгибом корпуса судна.

Причиной возникновения трещин в углах оконных и дверных вы резов плавбаз типов «Е. Уборевич» и «Е. Никишин», также как и в уг лах спаренных оконных вырезов плавбазы «Пятидесятилетие СССР»

являются высокие нормальные местные напряжения (при общем изгибе корпуса судна), обусловленные их концентрацией, вызванной недостаточностью размеров радиусов скруглений углов вырезов.

Аналогичные повреждения наблюдались ранее в длинных рубках рыбозаводов и пассажирских судов [6], что свидетельствует об имеющейся проблеме.

Следует отметить, что расширительные соединения – из-за высо кой жёсткости поперечного набора верхней палубы – не исключают рубку из общего изгиба корпуса судна, поэтому трещины усталости и возникают в ее стенках, у различного рода концентраторов [2]. Оче видно, роль этих соединений в исключении рубок из общего изгиба преувеличена.

Кроме того, поперечные вырезы в стенке рубки, в месте установки расширительного соединения, также являются источником повреж дений [1, 2]. Так, в районе расширительных соединений рассматри ваемых типов судов, в боковых стенках рубок и верхней палубе кор пуса, были выявлены усталостные трещины длиной 150…500 мм. Они были обнаружены непосредственно у окончания боковой стенки (в верхней палубе трещина длиной до 500 мм, возникшая путем нормального отрыва, сначала развивалась перпендикулярно стенке рубки в обе от неё стороны, затем изменила направление фронта примерно на 45° и стала распространяться в одну сторону, сторону борта судна, в наклонной на 45° плоскости сечения;

в самой стенке одна трещина распространилась по сварному шву, соединяющему её с верхней палубой, другая – по листу). Причина появления этих трещин состоит в несовершенстве конструкции расширительного соединения, вызванном образованием жёстких точек [1, 2].

В боковых стенках развитых рубок пассажирских и круизных су дов, ослабленных большим количеством регулярных прямоугольных оконных вырезов, имели место повреждения усталостного характера междуоконных перемычек. Расположение трещин нормального отры ва в перемычке (у начала скругления, почти перпендикулярно кромке перемычки) дает основание сделать вывод об изгибном характере их возникновения (при общем изгибе корпуса судна вместе с рубкой междуоконные перемычки под действием погонных касательных уси лий сдвига, возникаемых в районах окон из-за ослабления боковых стенок, изгибаются в своей плоскости). Некоторые трещины распрост ранились по всей ширине перемычки, однако, подкрепляющий набор при этом не у всех перемычек был разрушен.

Причина образования усталостных трещин в данном случае заключается в недостаточной прочности междуоконных перемычек.

Подобные повреждения междуоконных перемычек были обна ружены и в боковых стенках корпусов судов на подводных крыльях.

Трещины длиной до 100 мм также стали результатом недостаточной прочности этих перемычек.

К другим повреждаемым конструкциям относятся соединения сте нок продольных непрерывных комингсов грузовых люков с боко выми стенками рубок. На контейнеровозах типа «Варнемюнде» уста лостные трещины размером до 150 мм возникали в стенках рубки, у конца переходной кницы, имеющей резко обрывающийся уступ, равный 30 мм. Трещина нормального отрыва распространялась при мерно под углом 45° к линии уступа в боковой стенке рубки и почти перпендикулярно от угла по её лобовой стенке. Причиной образова ния данных повреждений является конструктивный недостаток в виде резкого обрыва окончания кницы, приведший к высоким местным напряжениям (за счёт концентрации напряжений), обусловленных общим изгибом корпуса судна и колебаниями высокой кормовой рубки при ударах корпуса о встречные волны.

Исключение явного концентратора напряжений путём создания плавности перехода стенки продольного комингса в боковую стенку рубки, не изменяя размера кницы, не приводили к устранению пов реждений [7]. Очевидно, усталостных трещин можно было бы избе жать с помощью переходной кницы большего размера.

Усталостные повреждения узлов соединения продольных коминг сов грузовых люков и боковых стенок кормовых рубок были также отмечены на т/х «К. Заньков» и судах арктического плавания типа «В. Беринг» [3].

На пассажирских судах типа «Любовь Орлова» в своё время были обнаружены усталостные повреждения в районе соединения продоль ного комингса носового грузового люка с вертикальной стойкой лобо вой стенки первого яруса длинной рубки [3]. Трещины образовались по обшивке лобовой стенки, в месте её соединения с полкой продоль ного комингса. Причиной отмеченных повреждений стали жёсткие точки первого типа.

На всех пассажирских судах типа «Любовь Орлова» были обна ружены усталостные трещины у конца верхнего яруса длинной двухъ ярусной рубки (имеющей меньшую длину и большую ширину по сравнению с нижним ярусом) в месте соединения лобовой стенки рубки второго яруса с боковой стенкой и палубой рубки первого яруса (на левом и правом борту). Причина этих повреждений заключается в недостаточной плавности перехода палубы первого яруса, которая в этом районе меняет свою ширину. В результате чего в рассматривае мом узле конструкции из-за концентрации возникали высокие мест ные напряжения. Эти напряжения и являлись источником отмеченных повреждений.

На плавбазах типа «Пятидесятилетие СССР» были выявлены усталостные трещины длиной около 1 м по сварному шву, в узлах с жёсткими точками второго типа, образованными пересечением боко вых стенок высокой узкой рубки и крыши, а также концевой стенки низкой широкой рубки [4, 5]. Эти повреждения обусловлены общим изгибом судна. Передача продольных усилий между рубками, рабо тающими как прерывистые связи, происходит практически через узлы с жёсткими точками. В результате чего в них возникают высокие нор мальные напряжения, приводящие к образованию усталостных трещин.

Ранее, в работах [5, 8, 9], уже упоминалось, что значительное ко личество повреждений узлов с жёсткими точками второго типа отме чено у концов рубок, в районах пересечения лобовой и боковой её стенок соответственно с продольной и поперечной переборками кор пуса. На ряде судов были обнаружены трещины в местах пересечения лобовой стенки рубки с карлингсом, подкрепленным пиллерсом.

К другим прерывистым связям, которые также часто повреждают ся, относятся продольные комингсы грузовых люков. Характерные районы повреждений:

– концевые участки;

– различного рода концентраторы напряжений, расположенные на полке и в полке.

Продольные разрезные комингсы грузовых люков ряда транс портных судов (т/х «Ангара», «Енисей», «Обь» и другие) отличаются от обычных своей высотой, которая составляет 1,7 м. На этих судах усталостные трещины длиной до 100 мм появились по сварному шву, соединяющему стенку конца сбега продольного комингса с настилом верхней палубы, уже в начальной стадии эксплуатации [3].

Аналогичные повреждения в районах окончаний продольных раз резных комингсов отмечались ранее также на судах типов «Росток»

[14], «Выборг» [11] и других [15, 16].

В работе [17] приведены данные о трещинах больших размеров, образовавшихся у окончаний продольных разрезных комингсов гру зовых люков в настиле верхней палубы. Эти трещины развивались почти перпендикулярно к продольному комингсу в сторону ДП и, в большей степени, в сторону борта, нарушая непроницаемость корпуса и создавая угрозу его общей продольной прочности.

Следует отметить, что приведенные дефекты – это трещины нор мального отрыва. Они обусловлены концентрацией нормальных на пряжений, вызванной недостаточной плавностью перехода от про дольной стенки комингса к корпусу при участии этого комингса в об щем изгибе судна. Кроме того, наличие жёстких точек у резко обры вающихся притуплений концов сбегов продольных комингсов создаёт в этих районах дополнительную напряжённость, которая приводит к более раннему появлению усталостных трещин.

Трещины усталости были обнаружены у концов сбегов продоль ных непрерывных комингсов вне пределов средней части (134 шп.) по сварному шву, соединяющему стенку с настилом верхней палубы корпуса, судов смешанного плавания типа «Омский» (проект 1743) [18]. Причина отмеченных повреждений та же.

В поясках продольных комингсов, в районах углов прямоуголь ных вырезов и концов направляющих люковых закрытий трюма № 3 и частично трюмов № 2 и № 4 (средняя часть судна) были также выяв лены усталостные трещины. Эти трещины обусловлены общим изги бом корпуса судна.

Причина повреждений поясков комингсов у прямоугольных вырезов – это концентрация напряжений, вызванная недостаточным скруглением углов этих вырезов и жёсткими точками, образованными в этих же местах в результате резкого обрыва направляющих люковых закрытий, представляющих собой стальные бруски шириной 40 мм и высотой 90 мм, которые приварены к пояску этого комингса.

Следует отметить, что в районе 67 шп., трещины, появившиеся в углах вырезов, распространившись, разрушили пояски комингсов обоих бортов. Затем они перешли на продольные стенки, разрушили их и подкрепляющие эти стенки продольные рёбра жёсткости и вы шли на настил верхней палубы. Общая длина трещины в одном ко мингсе составила 1,6 м.

При внеплановом ремонте предотвратить распространение трещин пытались с помощью накладных дублирующих планок. Однако такой способ конструктивного торможения трещин в продольном комингсе не дал положительных результатов.

Следует отметить, что направляющие роликов люковых крышек прерываются не только у вырезов. В некоторых районах комингса в них выполнены расширительные соединения, где и образовались жё сткие точки в местах их окончания. Трещины, появившиеся непосред ственно у жёстких точек, развивались по пояску перпендикулярно на правляющим, в обе стороны от них. Одна трещина дошла до края поя ска, вторая, дойдя до стенки комингса, стала распространяться по ней почти вертикально вниз и в некоторых местах достигла длины 150 мм, создав угрозу общей прочности корпуса судна.

Данные о некоторых усталостных повреждениях конструкций су дов можно также найти в работах [6, 16, 19–33 и др.].

Общим для рассмотренных повреждений является то, что трещины:

– возникают в местах концентрации напряжений;

– нарушают целостность корпуса судна, что приводит к его водо течности и порче груза в трюмах;

– нарушают местную прочность конструкций, что приводит к по тере её способности деформироваться под действием эксплуатацион ной нагрузки;

– нарушают общую прочность корпуса судна.

Последнее обстоятельство представляется наиболее важным, так как усталостные трещины в продольных связях корпуса судна могут стать источником разрушения корпуса в целом и, следовательно, при вести к гибели судна, экипажа и безвозвратной потере груза. Такие трагедии ещё происходят в наше время с судами независимо от их возраста [19, 20].

Выводы 1. Систематизированы и классифицированы усталостные повреж дения судовых конструкций по местоположению.

2. Установлено, что трещины образуются в районах концентрации напряжений конструкций рубок и продольных комингсов грузовых люков транспортных судов в начальный период эксплуатации и обу словлены общим продольным изгибом корпуса.

3. Приведено описание усталостных повреждений (место возник новения, размеры, характер распространения).

Список литературы 1. Луценко В. Т. Ремонт главной палубы на плавзаводе «Иероним Уборевич» / В. Т. Луценко, А. Г. Чесноков // Повышение эффективности судоремонтных работ : сб. науч. тр. – Владивосток, 1987. – С. 73–77.

2. Луценко В. Т. Ремонт корпусных конструкций КПБ «Констан-тин Суханов» / В. Т. Луценко, А. Г. Чесноков // Судорем. фл. рыб пром-ти. – 1989. – № 71. – С. 50 – 51.

3. Чесноков А. Г. Анализ повреждений надпалубных конструкций / А. Г. Чесноков // Эксплуатационная и конструктивная прочность судовых конструкций : тез. докл. / Науч.-техн. конф. «Бубновские чте-ния – 91». – Нижний Новгород : Нижегор. политехн. ин-т, 1991. – С. 87–88.

4. Чесноков А. Г. Повреждения и ремонт рубок плавбаз типа «Пятидесятилетие СССР» / А. Г. Чесноков // Морской транспорт :

экспресс-информация. Сер. Техническая эксплуатация флота и судоремонт. – 1999. – Вып. 11(897) – 12(898). – С. 6–8.

5. Чесноков А. Г. Расчетное проектирование судовых конструкций в районах жестких точек, образованных пересечением плоских листовых элементов / А. Г. Чесноков. – Владивосток : МГУ им. адм. Г. И. Не вельского, 2003. – 100 с.

6. Барабанов Н. В. Повреждения судовых конструкций/ Н. В. Ба рабанов, Н. А. Иванов, В. В. Новиков, В. А. Окишев, И. М. Чибиряк. – Л.

: Судостроение, 1977. – 400 с.

7. Барабанов Н. В. Конструкция корпуса морских судов / Н. В. Барабанов. – Л. : Судостроение, 1981. – 550 с.



Pages:     | 1 || 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.