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. 52/2012

УДК 629.5.083.5(06)

Вестник Морского государственного

университета. Серия: Судострое-

ние и судоремонт [Текст] : сб. науч. тр. – Вып. 38. – Владивосток : Мор. гос.

ун-т, 2012. – 118 с..

ISBN 978-5-8343-0764-8

В сборнике представлены статьи преподавателей, научных сотрудников и ас-

пирантов по результатам научных исследований, направленных на

– выявление причин изнашивание втулок цилиндров судовых СОД – изучение влияние режимов электромеханической обработки на эффектив ность поверхностного упрочнения углеродистых сталей;

– анализ принципов регулирования и оценки фактической подачи цилиндро вого масла в судовых малооборотных дизелях малооборотных дизелях;

– повышение эффективности замеров раскепов коленчатого вала;

– разработку саморегенерирующегося фильтра и оценку его эффективности в смазочной системе судового форсированного дизеля;

– оценку эффективности моющих средств при испытаниях чугунных образ цов на износостойкость;

– определение вредных выбросов в атмосферу из судовых дизелей в РФ.

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, курсантов и студентов университета.

Редакционная коллегия:

В. М. Ходаковский, к.т.н., доцент (отв. ред.);

А. В. Арон, к.т.н., доцент;

Г. П. Кича, д.т.н., профессор;

Л. Б. Леонтьев, д.т.н., доцент;

В. Н. Слесаренко, д.т.н., профессор;

С. А. Худяков, к.т.н., доцент;

Е. П. Патенкова, к.т.н. (отв. секретарь).

© Морской государственный университет ISBN 978-5-8343-0764- имени адмирала Г. И. Невельского, УДК 621. А. Г. Рогулин, В. И. Лифар, В. М. Ходаковский МОДЕЛИРОВАНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ ВОЗНИКАЮЩИХ ПРИ ЛАЗЕРНОМ УПРОЧНЕНИИ ДЕТАЛЕЙ, ИЗГОТОВЛЕННЫХ ИЗ СЕРОГО ЧУГУНА Из серого чугуна изготавливают ответственные детали судовых энергетических установок. Одним из современных методов их упроч нения является обработка рабочей поверхности детали лазерным лу чом [1, 2]. В отличие от закалки в печи или закалки токами высокой частоты нагрев при лазерном упрочнении не является объемным про цессом. Нагрев детали осуществляется с поверхности и для охлажде ния не применяются специальные охлаждающие среды. Возникающие остаточные напряжения при лазерном упрочнении минимальны и ими часто пренебрегают, особенно при упрочнении массивных деталей.

Однако при упрочнении тонкостенных деталей остаточные напряже ния могут привести к их деформации.

В этой связи изучалась зависимость остаточных напряжений, воз никающих при лазерном упрочнении чугунных деталей, от удельной площади упрочняемой поверхности и удельной мощности лазерного излучения.

В качестве независимых переменных были выбраны: удельная площадь упрочненной поверхности (х1) и удельная мощность лазер ного излучения и (х2). Зависимой переменной являлось остаточное напряжение (y). Локальную область определения факторов установи ли из априорных соображений по данным предварительного экспе римента. Интервалы варьирования факторов и их значений в нату ральном масштабе на основном, верхнем и нижнем уровнях приведе ны в табл. 1.

Таблица Уровни факторов х2 (q, Вт/мм2) х1 (s, %) Факторы 50 Основной уровень хi 12,5 Интервал варьирования факторами (хi) 62,5 Верхний уровень (xi= +1) Нижний уровень (xi= 1) 37,5 Кодированные значения факторов (xi) связаны с натуральными (Xi) соотношениями:

;

.

Для получения более полной информации использовался полный факторный эксперимент 22 [3, 5, 6]. План эксперимента в кодовом и натуральном масштабе и результаты опытов приведены в табл. 2.

Таблица План эксперимента и результаты опытов Натуральные y, Кодовый масштаб Номер значения остаточные опыта напряжения, x1 x2 X1 X МПа 1 62,5 600 78, + + 2 37,5 600 45, – + 3 62,5 140 58, + – 4 37,5 140 36, – – Образцы для проведения эксперимента были изготовлены из серо го чугуна марки СЧ30 в виде пластин с размерами 10422,55,5 мм.

Величина остаточных напряжений в образцах после лазерного уп рочнения определялась расчетным путем по величине стрелы прогиба f (рис.1).

Рис. 1. Схема прогиба образца после лазерного упрочнения Остаточное напряжение ост определялось из выражения [4].

где Мизг – изгибающий момент;

W – момент сопротивления сечения образца.

Изгибающий момент определялся как, где E – модуль упругости чугуна;

I– момент сопротивления сечения образца;

L– длина образца;

стрела прогиба образца.

f Результаты определения остаточных напряжений (средние из двух опытов) приведены в последнем столбце табл. 2. Обработка результа тов эксперимента была проведена согласно методике, изложенной в работе [3, 5, 6]. Были получены математические модели, связывающие величину остаточных напряжений с удельной площадью упрочненной поверхности и удельной мощностью лазерного излучения:

в кодированной форме y=54,8+13,85х1+7.35х2;

в натуральных значениях ост =0,032q+1,108s–12,4.

Геометрическая интерпретация полученной модели в натуральных значениях приведена на рис. 2.

ост, МПа q, кВт/мм s, % Рис. 2. Геометрическая интерпретация математической модели Была построена графическая зависимость величины остаточных напряжений от удельной площади упрочненной поверхности и удель ной мощности лазерного излучения на выбранном интервале их варь ирования (рис. 3). Эти зависимости дают возможность выбрать необ ходимые значения параметров технологического процесса для того, чтобы получить требуемое значение параметра оптимизации (оста точные напряжения).

q, кВт/мм s, % Рис. 3. Графическая интерпретация уравнения в виде линий равного уровня Список литературы 1. Григорьянц А. Г. Методы поверхностной лазерной обработки :

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

Высш. шк., 1987. – 191 с.

2. Григорьянц А. Г. Основы лазерного термоупрочнения сплавов :

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

Высш. шк., 1988 – 159 с.

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

Машиностроение;

София : Техника, 1980. – 304 с.

4. Асиновская Г. А. Газопламенная обработка материалов / Г. А. Асиновская, Н. М. Зеликовская, А. И. Коровин и др – М. : Проф техиздат, 1962. – 560 с.

5. Спиридонов, А. А. Планирование эксперимента при исследова нии технологических процессов /А. А. Спиридонов. – М. : Машино строение, 1981. – 184 с.

6. Евдокимов, Ю. А. Планирование и анализ экспериментов при решении задач трения и износа / Ю. А. Евдокимов, В. И. Колесников, А. И. Тетерин. – М. : Наука, 1980. – 228 с.

УДК 621. Е. В. Подстрешный, В. М. Ходаковский КАВИТАЦИОННО-ЭРОЗИОННОЕ ИЗНАШИВАНИЕ ВТУЛОК ЦИЛИНДРОВ СУДОВЫХ СОД Втулки цилиндров судовых ДВС в процессе работы подвергаются высоким механическим, термическим и электрохимическим воздейст виям. Принято считать, что наиболее распространенными дефектами втулок цилиндров судовых СОД, приводящими к их выбраковке, яв ляется износ рабочей поверхности и трещины, особенно в районе опорного бурта [1].

Произведенный ремонт в январе 2012 г. на рефрижераторном судне типа «Кристалл 2», на котором установлены 4 вспомогательных ди зель-генератора типа NVD, показал, что наиболее распространенным и значительным дефектом является износ водоохлаждаемой поверхно сти. По результатам дефектации двенадцати втулок было выбраковано 50 % втулок, и все по причине износа наружной поверхности. В табл. приведены нормы износа для втулки цилиндра двигателя NVD 48. В табл. 1 и 2 приведены данные по замерам рабочей поверхности втулок.

Эти данные показывают, что ни одна втулка не имеет предельно допус тимого износа рабочей поверхности и по этому параметру они могли бы находиться в эксплуатации еще длительное время.

Реверсивные двигатели типа NVD 48 (ЧР 32/48) производства SKL (Германия) различных модификаций с наддувом и без наддува выпус кали 6-8 цилиндровом исполнении.

Таблица Нормы износов дизеля NVD Таблица Замер рабочей поверхности цилиндровой втулки ВДГ № Цилиндр No.: 1 2 3 4 5 по ходу 320,22 320,27 320,23 320,93 320,18 320, I по оси 320,20 320,29 320,18 320,79 320,25 320, овальность 0,02 0,02 0,15 0,14 0,07 0, по ходу 320,19 320,22 320,23 320,75 320,11 320, II по оси 320,14 320,22 320,11 320,58 320,21 320, овальность 0,05 0 0,12 0,17 0,10 0, по ходу 320,15 320,16 320,17 320,55 320,10 320, IIa по оси 320,12 320,15 320,09 320,44 320,16 320, овальность 0,03 0,01 0,08 0,11 0,06 0, по ходу 320,10 320,10 320,12 320,30 320,08 320, III по оси 320,08 320,09 320,07 320,25 320,10 320, овальность 0,02 0,01 0,05 0,05 0,02 0, Таблица Замер рабочей поверхности цилиндровой втулки ВДГ № Цилиндр 1 2 3 4 5 No.:

по ходу 320,60 320,40 320,42 320,45 320,70 320, I по оси 320,38 320,18 320,49 320,49 320,72 320, овальность 0,22 0,22 0,07 0,04 0,02 0, по ходу 320,17 320,18 320,18 320,17 320,20 320, II по оси 320,19 320,12 320,22 320,21 320,22 320, овальность 0,02 0,06 0,04 0,04 0,02 0, по ходу 320,10 320,12 320,12 320,13 320,14 320, IIa по оси 320,14 320,16 320,16 320,17 320,17 320, овальность 0,04 0,04 0,04 0,04 0,03 0, по ходу 320,07 320,06 320,04 320,04 320,12 320, III по оси 320,04 320,04 320,06 320,05 320,10 320, овальность 0,03 0,02 0,02 0,01 0,02 0, Износ рабочей поверхности цилиндровых втулок на ВДГ № 3 в районе работы первого поршневого кольца (максимальный износ) со ставил 21 % от номинального значения. Для ВДГ № 4 в среднем из нос рабочей поверхности составил 30 % от номинального значения.

Каждую модификацию дизеля завод SKL поставлял в широком диапазоне номинальной частоты вращения, что позволило использо вать одну и ту же модель на судах различного назначения и мощности и иметь одну и ту же номенклатуру запасных и сменных деталей для большой группы разнотипных судов.

Двигатели NVD 48 установлены в качестве главных на многих су дах типа СРТМ, СТР и в качестве вспомогательных силовых устано вок на транспортных судах типа «Кристал 2» «Алмазный Берег».

На рис. 1 показан вид износа водоохлаждаемой поверхности ци линдровой втулки двигателя 6NVD48A- Рис. 1. Вид износа водоохлаждаемой поверхности цилиндровой втулки двигателя 6NVD48A- Похожая ситуация наблюдается и на дизелях типа 6ЧН40/ (Pielstick 6 PC 2-5 L400), которые установленны в качестве двух глав ных двигателей на промысловых судах проекта 1288 типа БАТМ «Пулковский меридиан». В мае 2012 года на судне «Иван Калинин»

было демонтировано пять цилиндровых втулок. После демонтажа, очистки и дефектации было принято решение о выбраковке всех пяти втулок по причине износа водоохлаждаемой поверхности, хотя ци линдровые втулки в 2011 году были установлены новые, при проведе нии среднего ремонта. Износ рабочей поверхности втулок за период работы примерно в 5000 часов очень незначительный и составил примерно 15 % от номинально диаметра цилиндра.

На рис. 2 показан вид износа водоохлаждаемой поверхности ци линдровой втулки двигателя 6ЧН40/46.

Проблема интенсивного изнашивания водоохлаждаемых поверх ностей втулок цилиндров судовых дизелей актуальна и требует глубо кого изучения. Наиболее вероятной причиной их разрушения является действие нескольких эрозионных процессов: кавитационной эрозии, электрохимической коррозии, водородного охрупчивания, щелевой эрозии и фреттинг-коррозии. Эти процессы могут проявляться в раз личных сочетаниях и с разной интенсивностью.

Рис. 2. Износ водоохлаждаемой поверхности цилиндровой втулки двигателя 6ЧН40/ Разрушению водоохлаждаемых поверхностей втулок может спо собствовать ряд обстоятельств: форсирование двигателей;

отсталая технологией изготовления и ремонта отдельных деталей и сборки уз лов и дизеля в целом;

тяжёлые условия эксплуатации;

ухудшение ка чества топлива и смазки, отсутствие высокоэффективных присадок к охлаждающей жидкости;

низкая коррозионная и кавитационно эрозионная стойкость используемых материалов;

отсутствие ясности в вопросах о механизмах разрушения материалов и покрытий.

Меры защиты систем охлаждения дизелей от зрозионного изна шивания известны и могут быть разделены на три группы: конструк тивные, технологические и эксплуатационные [2].

Конструктивные мероприятия направлены на снижение амплиту ды вибрации втулок, что приводит в итоге к уменьшению кавитаци онных процессов.

Технологические мероприятия направлены на повышение эрози онной и коррозионной стойкости материала втулок и нанесении за щитных покрытий.

Эксплуатационные мероприятия включают в себя водоподготовку, назначение оптимальной температуры и давления охлаждающей во ды, применение поверхностно-активных веществ для снижения по верхностного натяжения воды.

Следует иметь в виду, что рассматриваемые дизели являются го товыми изделиями, которые находятся в эксплуатации. Поэтому из менение конструкции двигателя силами и средствами судовладельца является делом нереальным.

Анализ эксплуатации дизелей показывает, что судовые экипажи в основном выполняет все требования правил технической эксплуата ции данных дизелей.

В этой связи представляется, что наиболее эффективной мерой защиты охлаждаемых поверхностей является разработка и внедрение технологических мероприятий. Нанесение защитных покрытий может быть осуществлено на судоремонтных предприятиях во время ремон та или очередного освидетельствования судна.

Список литературы 1. Кондратьев, Н. Н. Отказы и дефекты судовых дизелей / Н. Н. Кондратьев. – М. : Траспорт, 1985. – 152 с.

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

Морской государственный университет ;

Дальнаука, 2005. 356 с.

УДК 621. Е. П. Патенкова, В. М. Ходаковский ОСОБЕННОСТИ СТРУКТУРЫ МАТЕРИАЛА ВТУЛОК ЦИЛИНДРОВ СУДОВЫХ МАЛООБОРОТНЫХ ДИЗЕЛЕЙ Втулки цилиндров судовых дизелей являются нагруженными де талями, материал которых испытывает значительные знакоперемен ные нагрузки от циклически изменяющихся давления газов и темпе ратуры. Возникающие высокие напряжения иногда превышают уста лостную прочность материала [1]. В тоже время втулки изнашиваются от трения движущихся колец поршня двигателя. Основными видами изнашивания в этом случае является абразивный износ, коррозия и эрозия металла. Исходя из вышеперечисленных факторов, втулки ци линдров судовых дизелей преимущественно изготавливают из серого чугуна марок СЧ25, СЧ30, СЧ35 [2].

Механические свойства чугуна определяются структурой, поэтому для всех ответственных отливок она должна быть оговорена в ТУ.

При отсутствии таких указаний микроструктура отливок, работающих на трение и изготавливаемых из чугуна марок СЧ20 и выше, должна удовлетворять следующим требованиям:

– металлическая основа –– перлит;

– графит –– равномерно распределённые мелкие и средние вклю чения графита в форме завихрённых или прямолинейных пластинок;

– фосфидная эвтектика –– в виде мелких равномерно распреде лённых включений;

– феррит допускается в виде отдельных мелких включений в ко личестве не более 10 % площади шлифа;

– структурно свободный цементит и фосфидная эвтектика в виде замкнутой сетки не допускается.

В этой связи представляет интерес практика изготовления втулок зарубежными изготовителями.

Исследования исходной структуры серого чугуна втулки двигате ля Зульцер RTA 62 (страна изготовитель Южная Корея), выполнен ные согласно ГОСТ 3443–87 показали, что структура серого чугуна с равномерно распределенными включениями пластинчатого графита прямолинейной формы, длина отдельного включения 120…250 мкм;

металлическая основа: перлит пластинчатый в количестве от 98% с межпластинчатым расстоянием 1,3…1,6 мкм есть участки со структу рой перлит+феррит (П+Ф), с количеством перлита 94…98 %;

фосфид ной эвтектики в структуре нет;

включения цементита ледебурита в количестве 5…15 %, площадь наибольшего изолированного включе ния цементита ледебурита 16000–25000 мкм2:

ПГф1–ПГр1–ПГд180–ПГ4–Пт1–П(П96)–Пд1,4–Ц10–Цп20000.

Форма и распределение графита показаны на рис. 1. Строение ме таллической основы показано на рис. 2. Твёрдость металлической ос новы 312 HV.

В структуре серого чугуна втулки присутствуют участки со струк турой металлической основы перлит + феррит, в количестве менее 5 %, который выделяется по границе включений графита. Структура показана на рис. Рис. 1. Строение и форма графита. Рис. 2. Строение металлической основы. Рис. 3. Металлическая основа со структурой П+Ф+Гр. В структуре серого чугуна импортной втулки присутствуют вклю чения ледебурита твёрдостью 640…1098 HV. Металлическая основа со структурой перлит + ледебурит + графит, показана на рис. 4.

а б Рис. 4. Металлическая основа со структурой П+Л+Гр:

а – 100, б – Исследования исходной структуры серого чугуна втулки двига теля ZD 72/48 (страна изготовитель Южная Корея), выполненные со гласно ГОСТ 3443–87 показали, что структура серого чугуна с нерав номерно распределенными включениями пластинчатого графита гнез дообразной формы, длина отдельного включения 60…120 мкм;

метал лическая основа: перлит пластинчатый в количестве от 98 % с меж пластинчатым расстоянием 0,8…1,3 мкм;

фосфидная эвтектика трой ная зернистого строения с пластинками цементита в виде разорванной сетки, диаметр ячеек сетки до 1000 мкм, площадь изолированного включения 6000 мкм2:

ПГф4–ПГр2–ПГд90–ПГ10–Пт1–П–Пд1,0–ФЭ5–ФЭр2–ФЭд1000– ФЭп Твёрдость включений фосфидной эвтектики около 1116HV. Рас пределение и строение тройной фосфидной эвтектики с пластинками цементита показано на рис. 5 и 6.

Результаты металлографических исследований микроструктуры серых чугунов импортных втулок и требования, предъявляемые к микроструктуре серых чугунов в России, приведены в табл. 1.

Таблица Сравнительная таблица микроструктуры серых чугунов Российские Зульцер RTA 62 ZD 72/ требования Пластинчатый ГРАФИТ Пластинчатый Гнездообразная Равномерно Форма прямолинейный ПГф4 распределённые ПГф1 мелкие и сред ние включения Равномерное Неравномерное Распределение графита в фор ПГр1 ПГр ме завихрённых ПГд180 ПГд Длина, мкм или прямоли (120–250 мкм) (60–120 мкм) нейных пласти Количество, % ПГ4 (3–5 %) ПГ10 (8–12 %) нок МЕТАЛЛИЧЕСКАЯ ОСНОВА Строение Перлит пластинчатый Пт1 Перлитная структура, фер Дисперсность, Пд1,4 Пд1, рит допускается мкм (1,3–1,6 мкм) (0,8–1,3 мкм) в виде отдель В структуре П (от 98 %) Содержание ных мелких есть отдельные перлита, % включений в ко участки со личестве не бо структурой П+Ф лее 10 % пло (П96 – 94-98 %) щади шлифа и со структурой перлит П (П – от 98 %) ФОСФИДНАЯ В структуре нет ЭВТЕКТИКА Тройная мелко- Мелкие, равно Строение зернистая с пла- мерно распре стинками цемен- делённые вклю тита ФЭ5 чения, в виде замкнутой сетки Разорванная сет Распределение не допускается ка ФЭр Диаметр ячеек ЭФд сетки, мкм (750–1250 мкм) Площадь изоли- ФЭп (2000–10000 мкм2) рованного вклю чения, мкм ВКЛЮЧЕНИЯ ЦЕМЕНТИТА ЛЕДЕБУРИТА Кол-во цементи- Ц10 (5 – 15%) Структурно сво та ледебурита бодный цемен тит не допуска Площадь изоли- Цп20000 ( ется рованного вклю- – чения, мкм Рис. 5. Распределение фосфидной эвтектики. Рис. 6. Строение тройной фосфидной эвтектики с пластинками цементита. Из проведённых исследований и анализа таблицы 1 можно сделать вывод, что в структуре импортных серых чугунов цилиндровых вту лок присутствуют включения ледебурита и фосфидной эвтектики с пластинками цементиты, твёрдостью значительно выше твёрдости ме таллической основы, что повышает износостойкость чугунов, но по нижает их усталостную прочность.

Серые чугуны цилиндровых втулок российского производства в своей структуре не содержат ледебурита, и разрешается ограниченное количество фосфидной эвтектики. Такой чугун обладает более низкой износостойкостью, но более высокой усталостной прочностью.

Список литературы 1. Асташкевич, Б. М. Износостойкость и прочность деталей ци линдропоршневой группы транспортных двигателей / Б. М. Асташ кевич // Вестник машиностроения. – 1997. – № 10. – С. 8–11.

2. Кондратьев, Н. Н. Отказы и дефекты судовых дизелей / Н. Н. Кондратьев. – М. : Траспорт, 1985. – 152 с.

УДК 621.436:629. А. В. Струтынский, С. А. Худяков ОТКАЗ МЕХАНИЗМА ГАЗОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ ГЛАВНОГО ДИЗЕЛЯ Т/Х «ЛЕВ ЯШИН»

Обследование болтов крепления промежуточных шестерен со сту пицей механизма газораспределения главного дизеля (ГД) типа HANSHIN 6LF58 т/х «Лев Яшин» проводилось после аварии, которая произошла после 138 765 часов работы дизеля с постройки.

В процессе исследований производилось определение химическо го состава и механических характеристик стали болтов, а также вы полнен фрактографический анализ поверхностей излома болтов.

Рис. 1. Разрушенные детали крепежа шестерен Особенности конструкции и нагружения болтов крепления про межуточных шестерён со ступицей.

На головках болтов выполнены лыски, фиксирующие болты от проворачивания. Лыски ориентированы от оси вращения промежу точной шестерни.

Нагрузки, воздействующие на болты можно разделить на две со ставляющие:

– постоянную в осевом наравлении от усилия затяжки болта;

– знакопеременную (циклическую) нагрузку, возникающую при работе механизма.

Диаметр болтов – 34,0 мм;

толщины соединяемых деталей – 55 мм.

Перемещение болтов после разрушения ограничено со стороны головки лобовой стенкой блока дизеля, со стороны гайки – крышкой механизма привода газораспределения.

Порядок расположения разрушенных болтов в механизме не уста новлен.

Химический анализ и определение механических свойств стали ботов.

Результаты химического анализа стали болтов приведены в табл. 1.

Таблица Химического состава стали болтов Содержание элементов, % Наимено вание С Si Mn Cr Мо Ni Образец 0,37 0,28 0,76 1,00 0,20 0, 0,34– 0,17– 0,60– 0,15– 38ХГМ 0,80–1,10 0, 0,40 0,37 0,90 0, По химическому составу материал соответствует отечественной марке стали типа 38ХГМ [1].

В механические характеристики стали болтов входят: твёрдость поверхности болтов, временное сопротивление, условный предел те кучести, относительные удлинение и сужение.

Измерения твёрдости стали болтов проводились динамическим твердомером ТДМ-2. Средняя твёрдость болтов составляет 255 НВ.

По результатам химического анализа и измерения твёрдости можно оценить механические свойства металла образца [3, 4]. Для хромомо либденовой стали с твёрдостью 255 НВ: временное сопротивление Rm = 776 МПа;

условный предел текучести Rp02 = 677 МПа;

относи тельное удлинение A5 = 18,8 %;

относительное сужение Z = 66,5 %.

Полученные результаты могут быть использованы в расчёте болтов на прочность.

Фрактографический анализ поверхностей излома болтов.

На четырёх болтах имелось пять изломов. Так как порядок распо ложения болтов в механизме не был установлен, изломы пронумеро ваны в произвольном порядке. На рис. 2 представлены виды всех пяти изломов.

Направление развития изломов 1, 2 и 3 – тангенциальное, причем, развитие излома 2 – в противоположную сторону относительно изло мов 1 и 3. Направление развития изломов 4 и 5 близкое к радиально му, в сторону оси вращения промежуточных шестерён.

Расстояние от опорной поверхности головки до зоны зарождения трещины (рис.3) изломов № 1, 2 и 3 соответствует толщинам соеди няемых деталей, изломов № 4 и 5 – нет.

Рис. 2. Изломы болтов. Направления развития разрушений показаны стрелками Рис. 3. Расстояние от опорной поверхности головки до зоны зарождения трещины, слева направо: излом № 4 – 63 мм;

излом № 2 – 55 мм;

излом № 3 – 55 мм;

излом № 5 – 87 мм Пятна контакта на опорной плоскости (рис.4) головки (показаны стрелками) вытянуты, что указывает на взаимные перемещения болта и ступицы до разрушения болта.

Рис. 4 – Излом № 1:

1 – зона усталостного излома – 17,5 % площади излома;

2 – зона долома, характер разрушения динамический Рис. 5. Излом № 1 расположен перпендикулярно оси болта, по конструк тивному концентратору – галтели с радиусом 2 мм под головкой Площадки изломов № 1 и № 5 расположены практически пер пен-дикулярно оси болтов, что указывает на действие растягиваю щих напряжений. Площадки изломов № 2, 3 и 4 расположены под углом, что указывает на действие изгибных напряжений. Выражен ная V- образная форма изломов указывает на действие знакопере менных изгибных напряжений, разный размер площадок – на асим метрию цикла напряжений.

Рис. 6 – Излом № 4:

1 – зона усталостного излома – 24,5 % площади излома;

2 – зона быстрого развития, характер разрушения динамический, хрупкий;

3 – зона долома под действием изгибных напряжений обратного знака, характер разрушения вязкий, динамический Рис. 7 – Излом № 5:

1 – зона усталостного излома – 74 % площади излома;

2 – зона под действием изгибных напряжений обратного знака, характер разрушения малоцикловый Рис. 8 – Излом № 3:

1 – зона усталостного излома – 28 % площади излома;

2 – зона быстрого развития, характер разрушения динамический, хрупкий;

3 – зона долома под действием изгибных напряжений обратного знака, характер разрушения динамический, хрупкий – 21 % площади излома Рис. 9. V-образная форма излома Рис.10. Сорванная резьба Рис. 11. Торец болта и гайка деформированы Рис. 12. Фреттинг-коррозия стержня болта с изломами № 3 и На усталостных изломах существуют зоны зарождения трещины, зоны усталостного циклического развития, характеризующиеся нали чием линий остановки трещины и зоны долома. В случае знакопере менного цикла нагружения, возможно наличие двух зон зарождения и циклического развития на одном изломе. Переход от зоны цикличе ского развития к зоне долома происходит когда, вследствие уменьше ния остаточной площади сечения детали, механические напряжения превышают предел текучести материала. В зависимости от характера действующих напряжений, долом может происходить с высокой ско ростью деформации (динамический) или с низкой скоростью дефор мации (квазистатический). Чем меньше относительная площадь зоны долома, тем меньше напряжения, действовавшие в детали, и тем дольше процесс от момента зарождения до полного разрушения.

Изгибные напряжения в анализируемом узле могут возникнуть только после появления зазора между соединяемыми деталями.

Таким образом, развитие отказа в виде разрушения болтов проис ходило в такой последовательности:

1. Развитие излома № 5 под действием растягивающих напряжений.

2. Перераспределение нагрузки на оставшиеся 5 из 6 болтов.

3. Развитие излома № 1 под действием повышенных растягиваю щих напряжений.

4. Далее произошло перераспределение нагрузки на оставшиеся болта и образование зазора между соединяемыми деталями.

5. Развитие изломов № 4 и 2, затем возникли условия развития из лома № 3 на ранее разрушившемся болте с изломом № 5.

6. Дальнейшее увеличение зазоров между соединяемыми деталями и загиб стержней двух оставшихся болтов и стержня ранее разрушив шегося болта с изломом № 1. Этот этап сопровождался срывом резьбы и вторичными деформациями и повреждениями рассоединенных де талей, рис. 11, 12.

Дополнительно на стержне болта с изломами № 3 и 5 выявлено наибольшее развитие фреттинг-коррозии.

Фреттинг-коррозия — коррозия при минимальном повторяющем ся (локальном) перемещении двух поверхностей относительно друг друга в условиях высоких контактных давлений и воздействия корро зионной среды.

Фреттинг-коррозии подвержены болтовые соединения, посадоч ные поверхности подшипников качения, листовые рессоры, шестерни, муфты и т. д. Она возникает вследствие непрерывного разрушения защитной оксидной плёнки в точках подвижного контакта и является концентратором напряжений.

На основании изложенного сделан вывод о том, что первичное разрушение болтов крепления промежуточных шестерён со ступицей механизма газораспределения ГД типа HANSHIN 6LF58 т/х «Лев Яшин» носит ярко выраженный усталостный характер от действия циклической нагрузки.

Список литературы 1. ГОСТ 22761–77. Металлы и сплавы. Методы определения твердо сти по Бриннелю переносными твердомерами статического действия.

2. ОСТ 5. 9287–78. Детали стальные изделий судового машино строения и приборостроения, термически обработанные. Технические требования, правила приемки и методы испытаний.

3. Испытание материалов : справочник / Под ред. Х. Блюменауэра : пер. с нем. – М. : Металлургия, 1979. – 448 с.

4. РДЭО 0027–2005. Руководящий документ. Инструкция по опре делению механических свойств металла оборудования атомных стан ций безобразцовыми методами по характеристикам твёрдости.

УДК 621. С. Б. Малышко, В. В. Тарасов ВЛИЯНИЕ РЕЖИМОВ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПОВЕРХНОСТНОГО УПРОЧНЕНИЯ УГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ Выбор оптимальных режимов электромеханической обработки (ЭМО) представляет значительный практический интерес и зависит от требуемой степени и глубины упрочнения, шероховатости поверхно сти, закономерностей контактного нагрева, начальной шероховатости, геометрии инструмента, структуры обрабатываемой заготовки, метода электромеханического упрочнения и т. д. [1].

Большинство работ в этой области в той или иной степени рас сматривают влияние основных технологических параметров, таких как плотность (сила) тока, скорость обработки и давление инструмен та на глубину, микротвёрдость и шероховатость упроченного слоя. Не вызывает сомнений, что чем больше плотность (сила) тока в процессе обработки, тем выше упрочняемость заготовки по глубине. При ЭМО, в соответствии с законом Джоуля-Ленца, в области контакта инстру мента с обрабатываемой поверхностью электрическая энергия пре вращается в тепло, количество которого прямо пропорционально квадрату силы (плотности) тока. Известно [2], что плотность тока по мере удаления от точки касания уменьшается обратно пропорцио нально квадрату расстояния, значит, также убывает температура, обеспечивающая протекание фазовых превращений. Поэтому увели чение плотности (силы) тока позволяет фазовым превращениям про никнуть глубже в металл, тем самым увеличивая глубину упрочнен ного слоя.

В работе [3] представлены результаты технологических исследо ваний процесса электромеханического упрочнения стали 45. Влияние плотности тока на микротвёрдость поверхностного слоя и глубину упрочнения отражено в табл.1. Приведенные данные показывают, что с увеличением плотности тока возрастают глубина и микротвёрдость поверхностного слоя.

Таблица Влияние плотности тока на глубину упрочнения h (мм) и микротвёрдость (HV) поверхностного слоя при ЭМО Плотность тока j, А/мм Материал 400–500 600–700 750–850 900–1000 1100– h HV h HV h HV h HV h HV 0,2– 360– 0,4– 480– 0,5– 550– 0,6– 680– 0,8– Сталь 45 – 0,3 420 0,5 540 0,6 660 0,8 720 0, Примечания: скорость обработки v = 0,02–0,08 м/с;

давление инструмента p = 10–30 МПа.

Увеличение микротвёрдости можно объяснить тем, что с повыше нием плотности тока и выделением джоулева тепла, происходит более полное растворение цементита при аустенитизации с последующим образованием мартенсита с большим содержанием углерода, а значит более твёрдого.

Кроме того, авторы получили с помощью методов математико статического моделирования регрессионную зависимость между режи мами упрочнения при ЭМО и микротвёрдостью поверхностного слоя:

HV=0,5j1,28p–0,3v0,12, где j – плотность тока;

p – давление инструмента;

v – скорость обработки.

В работе не указана исходная структура исследуемых сталей, что усложняет сравнительный анализ результатов этой и других работ.

Однако согласно данным работы [4] поверхностная микротвёрдость стали 45 после ЭМО (плотность тока 400 А/мм2, механическое усилие инструмента 200 Н), подвергнутой различным видам предварительной обработки (нормализация, закалка, улучшение) больше в два раза и равна 750…850 HV. Глубина упрочнения составила 0,2 мм.

Возможно, низкая поверхностная твёрдость стали 45 [3] объясня ется тем, что она подвергалась ЭМО без предварительной термообра ботки и имела исходную феррито-перлитную структуру, которая по сле электромеханического упрочнения переходит в феррито мартенситную структуру, имеющую пониженную твёрдость за счёт присутствия феррита [5].

В табл. 2 сведены результаты исследований влияния силы тока на эффективность упрочнения сталей 45 и 35, взятые из разных работ.

Характер влияния силы тока на микротвёрдость и глубину упрочнён ного слоя такой же, как в работе [3]. Вызывает сомнение величина микротвёрдости 262 HV [7], полученная при силе тока 800 А, тогда как при силе тока 600 А достигнута большая микротвёрдость.

Таблица Влияние силы тока на глубину упрочнения h (мм) и микротвёрдость (HV) поверхностного слоя при ЭМО Сила тока I, А Материал 500 600 700 h HV h HV h HV h HV Сталь 45 [8] 0,02 660 0,08 690 0,13 720 0,2 Сталь 45 [6] 0,22 – 0,27 – 0,37 – 0,43 – Сталь 35 [6] 0,17 – 0,21 – 0,29 450 0,33 – Сталь 35 [7] 0,1 239 0,23 288 – – 1,04 Примечания: 1. [8] – параметры режима: скорость обработки v = 3,4 м/мин;

усилие инструмента F = 300 Н;

2. [6] – параметры режима не указаны;

3. [7] – параметры режима: угловая скорость 4,2 об/мин Авторы работ [6, 7] не указывают исходную структуру и твёрдость сталей, поэтому трудно судить насколько эффективно прошла аусте нитизация и формирование упрочнённого слоя за счет получения за калочных структур. Судя по низким значениям микротвёрдости, при менялся отделочный режим упрочнения без фазовых превращений, либо в исходной стали присутствовал структурно свободный феррит, впоследствии значительно понизивший твёрдость.

Авторами работы [8] для стали 45 была проведена предваритель ная термическая обработка, состоящая из закалки и высокого отпуска.

Исходная структура стали – сорбит отпуска со средней микротвёрдо стью 250 HV. Полученные после электромеханической обработки ре зультаты представлены в табл.2. Коэффициент упрочнения за счёт фа зовых превращений составил от 2,64 до 3 в зависимости от силы тока.

В работе [9] проведены исследования с целью оценить влияние скорости обработки на эффективность упрочнения стали 45. Обработ ка проведена по режиму: сила тока I = 600 А, усилие инструмента F = 200 Н, скорость обработки v = 12 м/мин и 52,2 м/мин.

Установлено, что повышение скорости обработки способствует уменьшению глубины упрочнения. Это связано с уменьшением вре мени контакта, соответственно джоулева тепла выделяется меньше, и фазовые превращения распространяются неглубоко.

Общая закономерность при выборе режимов ЭМО состоит в сле дующем.

1. Глубина и микротвёрдость упрочненного электромеханической обработкой поверхностного слоя углеродистых сталей возрастает с увеличением силы (плотности) тока.

2. С повышением скорости обработки глубина упрочнения уменьшается.

Эффективность упрочнения при ЭМО зависит от исходной струк туры стали и ее дисперсности, и она существенно выше, если приме нялась предварительная термическая обработка – улучшение.

Список литературы 1. Горленко, А. О. Технологическое повышение долговечности де талей с криволинейными поверхностями / А. О. Горленко // Справоч ник. Инженерный журнал. – 2003. – № 4. – С. 60–63.

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

3. Горленко, А. О. Упрочнение поверхностей трения деталей ма шин при электромеханической обработке / А. О. Горленко // Вестник Брянского государственного технического университета. Сер. Маши ностроение и транспорт. – Брянск : БГТУ, 2011. – № 3 (31). – С. 3–9.

4. Багмутов, В. П. Исследование структуры поверхностного слоя среднеуглеродистой стали, упрочненной электромеханической обра боткой / В. П. Багмутов, Н. Г. Дудкина, И. Н. Захаров // Металловеде ние и термическая обработка металлов. – 2002. – № 12.– С. 18–21.

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

6. Мамонов, А. В. Влияние электромеханической обработки на физико-механические свойства поверхностного слоя и эксплутацион ные характеристики винтов домкратов / А. В. Мамонов // Упрочняю щие технологии и покрытия. – 2006. – № 9. – С. 48–49.

7. Петрушенко, В. А. Опыт применения технологии электромеха нической обработки в условиях Старомайнского завода механических изделий / В. А. Петрушенко // Металлообработка. – 2005. – № 3. – С. 42–44.

8. Тарасов, В. В. Электромеханическое упрочнение термически улучшенных сталей 45 и 40Х / В. В. Тарасов, П. И. Добрюк, Г. Б. Кривошеева, В. А. Килин // Исследование по эффективности и качеству судоремонта : сб. научн. тр. ДВИИМУ / Владивосток, 1982. – С. 72–74.

9. Тарасов, В. В. Особенности механизма поверхностного дефор мационного упрочнения при электромеханическом обкатывании / В. В. Тарасов, П. И. Добрюк // Исследование по эффективности и ка честву судоремонта : сб. научн. тр. ДВИИМУ. – Владивосток :

ДВВИМУ, 1978. – С. 30–32.

УДК 681.51: А. А. Панасенко ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТЕПЛОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ В связи с постоянным удорожанием топлива, а также ужесточени ем правил для предприятий по экологическим показателям, необхо дим тщательный анализ работы двигателей.

Множество процессов, наблюдаемых в природе, показывают, что, выигрывая в чём-то одном, мы проигрываем в другом. Например, правило рычага – выигрывая в силе, мы проигрываем в расстоянии.

Если сказать по-другому, то, при отдаче больших усилий, мы быстрее передвинем груз на нужное расстояние. Другой пример – при увели чении скорости жидкости по трубе в ней увеличивается гидравличе ское сопротивление. То есть ускорение процесса влечёт за собой ухудшение экономичности.

Первым в истории человечества механическим двигателем было водяное колесо, применявшееся для оросительных систем в странах Древнего Востока, в Египте, Китае, Индии. В средние века водяные колёса получили распространение в странах Европы как энергетиче ская база мануфактурного производства. В этот же период широко применялись ветряные двигатели. Переход к машинной технике, на чавшийся с середины 18 в., требовал создания двигателей, не завися щих от местных источников энергии (воды, ветра и т. д.). Двигатели, применяемые до машинной техники, работали по разомкнутым цик лам – в термодинамических параметрах для них можно изобразить только рабочий ход. Кроме этого, сам источник энергии является ра бочим телом. В процессе дальнейшего совершенствования энергети ческой базы производства были созданы два типа тепловых двигате лей: паровая турбина и двигатель внутреннего сгорания (ДВС). Эти двигатели открыли широкие возможности наращивания мощности единичного агрегата.

В процессе знакомства с энергетическими установками часто воз никают вопросы по их экономичности. Например, почему применяют паротурбинную установку, несмотря на то, что её КПД ниже КПД ди зеля? Значит, у этой установки есть какое-то преимущество, которое позволяет примириться с пониженной эффективностью.

Интересно, что В. М. Бродянский в числе остальных упоминает следующее правило энергосбережения: «Избегай использования как очень малых, так и очень больших разностей температур при теплопе редаче. Первые приводят к необходимости значительно увеличивать рабочие поверхности аппаратов, вторые – к большим потерям эксер гии. В первом приближении оптимальные разности температур между потоками должны быть пропорциональны средней абсолютной темпе ратуре» [1]. Если посмотреть на уравнение изменения энтропии за счёт 1 необратимых процессов при теплообмене i s = q, то при T T п q = const, чем ближе температуры сред Тп и Т, тем меньше рассеяние теплоты. Однако тепловая мощность q в этом случае получается малой.

На заре котельной техники, когда процесс горения не был хорошо изучен, неправильно считали, что, чем меньше расстояние между ко лосниковой решёткой и поверхностью нагрева и чем сильнее пламя «лижет» котёл, тем лучше будет отдаваться тепло. Практически же необходимо учитывать время полного сгорания топлива. Вследствие неоптимальных температур невозможно организовать процесс с мак симальной мощностью.

На основании этих примеров можно сказать, что мощность работы тепловой машины и теплообмена является важным параметром при выборе и эксплуатации установки. Отсюда вытекает задача – исследо вать условия для извлечения максимальной мощности в теплообмен ных аппаратах и тепловых двигателях.

Для экономичности установки важно знать эффективность подво да и отвода теплоты.

Наиболее экономичный процесс теплообмена при противотоке.

Разделим случаи теплообмена с отношениями водяных эквивалентов w+ горячего источника к холодному больше единицы и меньше еди w ницы. Для первого случая 1 q q q +.

(T T ) (T+ T ) = w w+ F F 0 w+ w (1) q = t = + = T T 0 q 0 q F F T+ TF T+ T n + T T0 F w+ w+ n n + 0 0 q q T+ T T+ T F F w w Отсюда w w+ q = w(T+0 T F ) 1. (2) w exp w w w + + Для второго случая w+ q = w+ (T+0 T F ) 1 w. (3) w+ exp w w w + Для прямотока w+ w(T+0 T 0 ) 1 exp w w + q=. (4) w+ + w Вывод, следующий за полученными уравнениями, следующий:

максимальная тепловая мощность для противотока равна разности температур входящих в теплообменник сред умноженной на водяной эквивалент среды, который является меньшим из двух.

Известно, что тепловой процесс с минимальным рассеянием энергии в окружающую среду возможен при постоянном соотноше нии абсолютных температур теплообменивающихся сред по длине теплообменника [2]. Этому случаю соответствует тепловая мощ ность, равная q = w+ T+0 wT F. Из этого уравнения видно, что это максимально возможная переданная теплота, равная разности внут ренних энергий теплообменивающихся сред. При wT F w+T+0 обес печить такой процесс невозможно.

Рассмотрим процесс теплообмена при разности температур между потоками пропорциональной среднему геометрическому средних аб солютных температур потоков, как рекомендует В.М. Бродянский [1].

При этом для ньютоновского процесса переноса теплоты q = (T+ T ) скорость возрастания энтропии вследствие потери качества энергии равно = m, где m – коэффициент пропорциональности.

На рис. 1 представлены графики изменения теплоты при увеличе нии коэффициента теплопередачи или площади теплообмена. В урав нениях приняты водяные эквиваленты w = 10 усл. ед., w+ = 5 усл. ед., температуры входящих сред 500 К и 300 К, изменяется от 1 до 10 усл. ед. Из рисунка видно, что чем больше площадь теплообмена, тем больше разность полученного теплового эффекта при противотоке и прямотоке.

q, отн.

, отн.

Рис. 1. Изменение мощности теплообмена при изменении -произведения коэффициента теплопередачи на площадь теплообмена для противотока и прямотока + в соответствии с уравнениями (3), (4) Список литературы 1. Интернет-ресурс. Путь доступа : http://www.alfar.ru/smart/4/519/ – 12 правил энергосбережения.

2. Цирлин, А. М. Методы оптимизации в необратимой термодинами ке и микроэкономике / А. М. Цирлин – М. : ФИЗМАТЛИТ, 2003. – 416 с.

УДК 621.431.74–726.004. Г. В. Кузьменко, А. А. Панасенко ПРИНЦИПЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ И ОЦЕНКИ ФАКТИЧЕСКОЙ ПОДАЧИ ЦИЛИНДРОВОГО МАСЛА В СУДОВЫХ МАЛООБОРОТНЫХ ДИЗЕЛЯХ При эксплуатации судовых малооборотных крейцкопфных дизе лей (КМОД) поступает много сообщений о серьёзных отказах в рабо те деталей цилиндропоршневой группы (таких, как потеря подвижно сти поршневых колец и нарушение их нормального функционирова ния, повышенные износы в цилиндрах, прорывы газов в подпоршне вые полости и пожары в этих полостях, задиры и трещины цилиндро вых втулок и поршней). Судовладельцы при этом несут большие убытки, которые во многих случаях связывают с несовершенством, неоднозначностью рекомендаций различных заводов-изготовителей дизелей относительно норм расхода цилиндрового масла для режимов частичных нагрузок.

В связи с резким повышением цен на топливо судовладельцы во многих случаях стремятся эксплуатировать главные судовые КМОД при значительно сниженных нагрузках. Различия в рекомендациях от носительно норм расхода цилиндрового масла для режимов частич ных нагрузок, которые отмечаются у различных изготовителей, про являются тем больше, чем значительнее снижается нагрузка двигате лей. В связи с этим возрастает количество выше отмеченных отказов, а судовладельцы несут всё возрастающие убытки.

На эти факты, в частности, обращают внимание специалисты од ной из крупнейших судоходных компаний в мире – фирмы Mitsui OSK Lines (MOL, Япония). В связи с этим уделяется более присталь ное внимание на неоднозначность рекомендаций различных заводов изготовителей дизелей, на необходимость выработки единой методи ки расчёта норм расхода для режимов частичных нагрузок судовых КМОД и оценки фактической дозировки.

Фирма "MAN-B&W Diesel A/S" в сервисном письме № SL 00-385/HRJ от декабря 2000 г. рассматривает три концептуальные идеи регулиро вания подачи масла в цилиндры на частичных нагрузках:

– пропорционально частоте вращения;

– пропорционально среднему эффективному давлению;

– пропорционально эффективной мощности двигателя.

Проанализируем более подробно эти принципы регулирования.

1. При регулировании пропорционально изменению отношения фактической частоты вращения nф мин–1 к её номинальному значению nн мин–1 (RPM-regulation) нормы для частичных нагрузок рассчитыва ются на основе равенства:

n n B RPM = Bн ф = g н N ен ф, (г/ч). (1) nн nн В равенстве (1) приняты обозначения:

Вн, ВRPM – номинальная количественная норма расхода масла для режима полной нагрузки Nен, nн и расчётная норма для режимов частичной нагрузки при nф (г/ч);

gн – исходная номинальная норма для удельного расхода, назначаемая применительно к режиму полной нагруз ки двигателя, (г/элсч).

Расчётные нормы gRPM (г/элсч) для фактического удельного рас хода gф (г/элсч) на режимах частичных нагрузок Nеф, nф определяются при RPM – регулировании по равенству:

n N n P С н = g н К 1.

= g н eн ф = g н ен = g н н g RPM (2) n N eф nн Pеф С ф В равенстве (2): коэффициент К = С / Сн отражает степень утяже ления или облегчения фактической винтовой характеристики по от ношению к номинальной. Учтено также то, что N ен = Сн nн = к Pен nн, N еф = С nф = к Pеф nф, 3 где к – постоянная цилиндра.

n Использованное обозначение = н встречается в некоторых n ф инструкциях.

Из анализа равенства (2) видно, что нормы gRPM неоднозначны, за висят от степени облегчения (К 1,0) или утяжеления (К 1,0) фак тической винтовой характеристики N еф = С nф относительно номи нальной N еф = С н nф. При повышении коэффициента "К" нормы gRPM снижаются, а при снижении коэффициента "К", наоборот, повышают ся. Это не соответствует фактической потребности двигателя и долж но учитываться при эксплуатации двигателей, оборудованных меха ническими лубрикаторами, не имеющими систем автоматического ре гулирования подачи масла в цилиндры (САРМ).

2. Для двигателей, механические лубрикаторы которых оборудо ваны соответствующими системами САРМ, фирма допускает возмож ность снижать при частичных нагрузках нормы подачи масла до уров ня, который был бы не ниже уровня, рассчитываемого по равенству P P B MEP = Bн еф = g н N ен еф, (г/ч). (3) Pен Pен Такой принцип изменения подачи масла в цилиндры фирма обо значает как MEP-regulation.

Нормы gMEP (г/элсч) для фактического удельного расхода рассчи тываются по равенству:

N P n g MEP = g н ен еф = g н н. (4) N еф Pен nф 3. Фирма "MAN-B&W Diesel A/S" рассматривает также принцип изменения количества подаваемого в цилиндры масла прямо пропор ционально изменению отношения фактической мощности Nеф к её номинальному значению Nен и обозначает этот принцип как Load regulation. Но такой принцип регулирования фирма допускает к при менению только при соблюдении особых мер предосторожности и только для двигателей, оборудованных системами Alpha ACC (Adap tive Cylinder oil Control) с электронным контролем за подачей масла в цилиндры.

При Load-регулировании нормы рассчитываются на основе ра венства:

N B Load = Bн еф = g н N еф. (5) N ен Нормы gLoad для фактического удельного расхода gф всегда равны исходной номинальной норме gн.

Изменение отношения норм ВRPM/Bн при изменении нагрузки по номинальной винтовой характеристике N еф = С н nф представлена прямой 1 на рис. 1. Изменение отношения норм ВMEP/Bн и ВLoad/Bн при этих же условиях отражают кривые 3, 4 соответственно.

Изменение отношения норм gRPM/gн при С = Сн отражает кривая на рис. 2. Кривая 1Л отражает изменение отношения норм gRPM/gн при облегчении фактической винтовой характеристики относительно но минальной на 20 % (К = 0,8), а кривая 1Т – при К = 1,2, т. е. при утя желении фактической винтовой характеристики на 20 % относительно номинальной. Такая тенденция к изменению норм gRPM не соответст вует фактической потребности двигателя.

Поэтому при RPM-регулировании в условиях тяжёлой винтовой ха рактеристики существенно важно корректировать подачу масла путём увеличения хода плунжеров вручную пропорционально отношению С/Сн, что предупредит дефицит в подаче масла при тяжёлом характере нагрузки. При существенном облегчении винтовой характеристики ход плунжеров и подача масла могут быть соответственно снижены.

Рис. 1. Изменение относительных норм В /Вн подачи цилиндрового масла при RPM (1), MOL (2), MEP (3) и Load (4) регулировании.


Перерасчёт фактической подачи масла Вф/Вн и приведение её к условиям полной нагрузки Nен, nн при RPM (5), MOL (6), MEP (7) регулировании При MEP-регулировании нормы gMEP не зависят от отношения С/Сн и изменяются только в зависимости от отношения nн/nф (кривая на рис. 2). Такое регулирование могут обеспечить только соответст вующие системы САРМ.

Различные заводы-изготовители дизелей при разработке рекомен даций относительно норм расхода цилиндрового масла на режимах частичных нагрузок используют различные комбинации рассмотрен ных выше концептуальных идей регулирования. Поэтому при одних и тех же исходных номинальных нормах gн (г/элсч) нормы g (г/элсч) для конкретного режима фактической нагрузки, рассчитанные по ре комендациям различных изготовителей дизелей, будут различаться между собой.

Рис. 2. Изменение относительных норм g/gн для фактического удельного расхода gф при RPM (1, 1Л, 1Т), MOL (2), MEP (3), и Load (4) регулировании производительности лубрикаторов. Перерасчёт фактического удельного расхода gф/gн и приведение её к условиям полной нагрузки Nен, nн при RPM (5), MOL (6), MEP (7) регулировании Отсутствие единого подхода к расчёту норм для режимов частич ных нагрузок затрудняет правильную установку фактической подачи масла и приводит к тому, что во многих случаях фактическая подача масла в цилиндры не соответствует фактической потребности двига теля, что может быть одной из главных причин вышеотмеченных серьёзных отказов в работе деталей ЦПГ.

4. В связи с вышеизложенным, специалисты фирмы MOL разрабо тали свою собственную идею регулирования подачи масла в цилинд ры судовых КМОД при их эксплуатации на частичных нагрузках. Эта идея была принята как единый стандарт для всех дизелей, находящих ся в эксплуатации на судах фирмы MOL, независимо от их типа и за вода-изготовителя.

В соответствии с принципом "MOL-регулирования" расчётная норма расхода цилиндрового масла на режимах частичных нагрузок для всех двигателей должна представлять сумму двух составляющих:

– первая составляющая определяется как 70 % от нормы, рассчи тываемой в соответствии с принципом RPM-регулирования по равен ству (1);

– вторая составляющая определяется как 30 % от нормы, рассчи тываемой в соответствии с принципом Load-регулирования по равен ству (5).

Таким образом, нормы в соответствии с принципом "MOL-регу лирования" необходимо рассчитывать по формулам:

nф N еф B MOL = 0,7 B н + 0,3В н, (г/ч (кг/ч));

(6) nн N ен N n g MOL N еф = g н N ен 0,7 ф + 0,3 еф ;

N ен nн N ен nф P 0,7 + 0,3 еф, (г/элсч);

g MOL = g н N еф nн Pен Pен P 0,7 + 0,3 еф = g н (0,3 + 0,7 K 1 ), (г/элс) (7) g MOL = g н Pеф Pен Для условий изменения нагрузки в соответствии с номинальной винтовой характеристикой (К = 1,0) отношение норм ВMOL/Bн пред ставлено кривой 2 на рис. 1, а отношение норм gMOL/gн представлено кривой 2 на рис. 2.

Стандарт фирмы MOL предусматривает также условие, что при оценке показателей фактической дозировки Bф (г/ч) и gф (г/элсч) должна соблюдаться единая методика, включающая:

1. Перерасчёт показателей фактической дозировки, приведение её к условиям полной нагрузки и определение "приведенного к Nен, nн фактического удельного расхода gпр (г/элсч").

2. Сопоставление показателя gпр (г/элсч) с исходной номинальной нормой gн (г/элсч). Должно соблюдаться условие gпр = gн.

Такая методика не является новой, т. к. она применяется около 50 лет ведущими фирмами и заводами-изготовителями. Но в инструк циях часто не разъяснялся её физический смысл, что стало причиной многих ошибок при оценке фактической дозировки цилиндрового масла. В различных инструкциях применялись различные символы для обозначения "приведенного к Nен, nн фактического удельного рас хода gпр (г/элсч"), приводились методически неточные определения этого показателя, не разъяснялась принципиальная разница между по казателем gпр и исходной номинальной нормой gн. В некоторых инст рукциях не приводятся формулы для определения показателя gпр, не разъясняется, что эти формулы должны учитывать тот принцип регу лирования подачи масла, который был рекомендован для расчёта норм расхода масла на режимах частичных нагрузок в конкретной ин струкции завода-изготовителя дизелей или судовладельца.

Ниже приведены такие формулы применительно к основным рас смотренным выше принципам регулирования:

1. При RPM-регулировании Bф nн C nф Pеф = g ф = g ф K 1.

g пр = = gф (8) RPM C н nн N ен nф Pен 2. При MEP-регулировании Bф Pен nф g пр = = gф.

MEP (9) N ен Pеф nн 3. При MOL-регулировании Bф nн = g ф (0,3 + 0,7 K 1 ).

g пр = (10) MOL Pеф N ен nф 0,7 + 0, Pен Как отмечалось выше, при Load-регулировании на всех режимах должно соблюдаться равенство gф = gн.

Диаграмма, поясняющая методику расчёта норм расхода масла для режимов частичных нагрузок, а также перерасчёта фактиче ской дозировки, приведения её к условиям полной нагрузки, опре деления показателя gпр (г/элсч) и сопоставления его с номиналь ной нормой gн (г/элсч) при RPM, MOL и MEP регулировании представлена на рис. 3.

Важнейшим условием обеспечения надлежащей подачи цилинд рового масла является правильный выбор исходной номинальной нормы gн, назначаемой для удельного расхода масла применительно к режиму полной нагрузки. Однако в данной работе этот вопрос не рас сматривается. При выборе конкретного значения показателя gн необ ходимо руководствоваться инструкцией завода-изготовителя, допол нениями и разъяснениями по данному вопросу, которые поступают как от завода-изготовителя, так и от головной фирмы-разработчика и проектировщика конкретного типа двигателя. Должен также учиты ваться опыт эксплуатации, накопленный в судоходных компаниях.

Например, фирма MOL, основываясь на обширной информации, поступившей от более, чем 1200 судов, принадлежащих различным судоходным компаниям, входящим в Ассоциацию Судовладельцев Японии, установила свои исходные номинальные нормы gн отдельно для каждого конкретного типа двигателей. Эти нормы gн представля ют среднее значение по закону нормального распределения по дан ным, поступившим по конкретным типам двигателей. Отклонения от этих средних норм фирма MOL допускает только в сторону их увели чения в пределах определённой расчётной девиации. В целом можно отметить, что фирма MOL увеличила нормы gн в сравнении с обыч ными рекомендациями и крайне осторожно относится к их снижению, т.к. убытки от недостаточной подачи цилиндрового масла могут ока заться выше, чем доходы от возможного сокращения расходов на за купку цилиндрового масла.

Данные рекомендации фирмы MOL не распространяются на ин теллектуальные двигатели МЕ, которые оборудованы системами подачи масла в цилиндры Alpha ACC с электронным контролем и управлением, в которых используется также принцип SIP (Swirl In jection Principle) распыливания цилиндрового масла по поверхности трения в цилиндрах, что позволяет значительно снизить расход ци линдрового масла. Фирма "MAN-B&W Diesel A/S" сообщает об ус пешных испытаниях лубрикаторов Alpha ACC и рекомендует их к широкому внедрению. Однако достаточно большого опыта их при менения пока ещё нет.

УДК 621.43:629.5.083. В.З. Липинский ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЗАМЕРОВ РАСКЕПОВ КОЛЕНЧАТОГО ВАЛА При проектировании судовых двигателей внутреннего сгорания размеры коленчатых валов рассчитывают на прочность при условии, что оси всех рамовых шеек находятся на одной прямой. Эта прямая линия является осью вращения коленчатого вала. Её прямолинейность при сборке двигателей обеспечивается совпадением с осями всех ра мовых подшипников по единой линии.

В процессе технической эксплуатации судовых двигателей внут реннего сгорания (ДВС) их рамовые подшипники по ряду причин, ос новной из которых является неравномерная нагрузка по цилиндрам из-за неточной регулировки топливоподачи, изнашиваются неравно мерно. Вследствие этого рамовые шейки коленчатого вала при вос приятии усилий от поршней проседают неравномерно и ось коленча того вала теряет свою первоначальную прямолинейность.

При работе двигателя вал изгибается, что вызывает в нём допол нительные знакопеременные напряжения, достигающие опасной ве личины, если износ вкладышей рамовых подшипников и, соответст венно, просадка отдельных шеек вала значительны. Причиной воз никновения дополнительных знакопеременных напряжений в колен чатом вале при его работе может быть также упругая деформация фундаментной рамы двигателя, возникшая в результате принятия суд ном груза, если при заводской укладке вала эта деформация не была учтена. На вспомогательных двигателях, имеющих более высокие обороты, опасность образования трещин и поломки вала более веро ятна. Это вызвано повышенной частотой перемены нагрузки во время вращения вала, и за один и тот же период времени вал устаёт больше, чем вал малооборотных двигателей.

За длительный период эксплуатации и ремонта судовых ДВС нау ка и техника сделали большие шаги в области определения упругого изгиба коленчатых валов двигателей, причин его возникновения и способов выравнивания осей валов. Основным способом определения состояния оси коленчатого вала является измерение величины раске пов между щеками мотылей вала в вертикальной и горизонтальной плоскостях. Судостроительными и судоремонтными предприятиями накоплен богатый опыт по технологии укладки валов, определению действительной оси вала на работающем двигателе и восстановлению её прямолинейности. Из-за большой важности этого мероприятия Ре гистр судоходства РФ выдвигает высокие требования по проведению замеров раскепов до ремонта двигателя и после ремонта, а также к со блюдению строгого регламента проведения этих работ.

Целью данной статьи является обобщение накопленного автором опыта производства замеров раскепов коленчатых валов, чтобы далее по полученной диаграмме изломанной оси вала определить допусти мость дальнейшей эксплуатации двигателя или определить необходи мость производства выравнивания оси по наработанным технологиям.


Следует сказать, что характер излома оси вала и допустимость даль нейшей эксплуатации двигателя можно определить по измеренным раскепам, сравнив их по номограмме допустимых значений раскепов, в зависимости от хода поршня.

Из-за жёсткости коленчатых валов полная прилегаемость их рамо вых шеек к вкладышам подшипников при значительных величинах неравномерного износа их антифрикционного сплава и деформации фундаментной рамы будет только во время работы двигателя. Дру гими словами, на работающем двигателе поршни полностью придав ливают соответствующие рамовые шейки к подшипникам, каким бы жёстким коленчатый вал не был. При свободном состоянии коленча тый вал своими рамовыми шейками может не прилегать ко всем под шипникам, и в этом случае ось коленчатого вала, определённая при этом состоянии, не будет соответствовать реальной оси, изгибающей ся во время работы двигателя. Вследствие этого замеренные раскепы между щеками мотылей не будут равны по величине раскепам, ре ально возникающим в результате изгиба коленчатого вала при работе двигателя с изношенными подшипниками или при деформации фун даментной рамы. Это значит, что замеренные значения раскепов не дадут истинной картины искривления вала во время работы, что, в ко нечном счёте, может привести к поломке вала, особенно на вспомога тельных двигателях.

Поэтому, во время выявления истинного состояния оси коленчато го вала эксплуатируемого или ремонтируемого двигателя, а также при укладке коленчатого вала по рекомендуемой изломанной линии, сле дует замер раскепов производить при прижатых рамовых шейках ва ла к подшипникам, чтобы ось вала копировала реальную кривую ли нию, проходящую через оси всех рамовых подшипников. Раскепы, замеренные с прижатием рамовых шеек к подшипникам, носят назва ния «жёстких» раскепов.

Естественно, что жёсткие раскепы дают более точную картину из лома оси вала, что при её анализе поможет избежать ошибок при при нятии решения о состоянии вала и выборе оптимальных размеров шабровки подшипников. Применяемый на практике метод замера жё стких раскепов состоит в следующем. Отдаются и приподнимаются прилегающие к соответствующему мотылю крышки рамовых под шипников с носа и кормы. На каждую шейку вала укладывается мяг кая прокладка, обычно это кусок паронита, крышки подшипников обжимаются, обеспечивая полное прилегание соответствующих шеек к подшипникам.

При проведении замеров жёстких раскепов коленчатого вала этим способом наблюдается ряд неудобств. Необходимо будет поочерёдно отдавать крышки всех рамовых подшипников, подкладывать парони товую прокладку и обжимать пару крышек. После снятия замера по измерительному прибору крышки необходимо ослабить, провернуть вал на 90°, вновь их затянуть для снятия последующего замера и так далее. Учитывая, что с крышек подшипников необходимо демонти ровать маслоподводящие трубки с последующей из установкой, этот процесс замеров жёстких раскепов весьма трудоёмкий. Не смотря на более точное определение оси вала во время работы двигателя, дан ный метод не нашёл широкого применения у эксплуатационников и работников судоремонтных предприятий.

Автор статьи во время своей производственной деятельности в ка честве механика судов морского флота предложил и внедрил более удобный способ замера жёстких раскепов на вспомогательных двига телях. При данном способе нет необходимости отдавать крышки ра мовых подшипников. Прижатие рамовых шеек коленчатого вала осуществляется за счёт подачи сжатого воздуха одновременно во все цилиндры двигателя под давлением, обеспечивающем полное прижа тие и прилегание шеек вала (давление воздуха зависит от жёсткости вала, на практике составляет 0,2…0,4 МПа). Для подачи сжатого воздуха в цилиндры двигателя был изготовлен коллектор из стальной трубы длиной 1000…1200 мм и диаметром 50…60 мм. К цилиндри ческой части трубы приварены штуцера в количестве, зависящем от числа цилиндров двигателя. К штуцерам присоединяются гибкие шланги, на концах которых закреплены гайки со специальной резь бой, для подсоединения шлангов к индикаторным клапанам цилинд ров. С одного торца трубы приварен штуцер с клапаном для подсое динения к системе сжатого воздуха. На противоположном торце тру бы приварен штуцер для установки контрольного манометра.

Процесс замеров жёстких раскепов состоит из следующих опера ций. На всех крышках цилиндров двигателя демонтируются коро мысла привода всасывающих и выхлопных клапанов, чем обеспечива ется их постоянное закрытие при проворачивании. К открытым инди каторным кранам подсоединяются шланги от коллектора. Измери тельный прибор устанавливается на щёки мотыля в установленное ме сто, обычно определяемое по накернённым меткам. Замер начинается из положения мотыля в нижней мёртвой точки (НМТ). Поскольку ус тановленный измерительный прибор не позволяет установить мотыль точно в положение НМТ и мотыль находится в нескольких градусах от НМТ, то этот замер необходимо произвести во второй раз, когда мотыль после полного поворота не дойдёт до НМТ на тот же угол. Ре альное показание прибора в НМТ будет равно среднему значению этих двух замеров. Для съёма показания прибора необходимо подать воздух в цилиндры двигателя. Давление воздуха через поршни будет воздействовать на коленчатый вал и плотно прижмёт его к рамовым подшипникам. Поскольку будет происходить утечка воздуха через компрессионные кольца поршней, замер надо произвести как можно быстрее, снятия замеров необходимо производить при достижении определённого постоянного давления, контролируемого по маномет ру на коллекторе. После снятия замера закрыть клапан подачи возду ха на коллек-торе, воздух из цилиндров стравится и вал быстро и лег ко проворачивается на 90°. Вновь подаётся воздух в цилиндры, при достижении определённого давления производится следующий замер.

Так эта процедура производится по всем цилиндрам быстро с мини мальными трудозатратами.

Следует отметить, что при снятии замеров исключено самопроиз вольное проворачивание вала от давления воздуха, сила прижатия ва ла к подшипникам значительна, к тому же всегда имеется поршень, стремящийся повернуть вал в противоположном направлении. В слу чае каких-либо сомнений для полной безопасности можно подклю чить валоповоротное устройство.

При замере раскепов указанным способом до момента подачи воз духа в цилиндры естественно производится замер упругих раскепов, при достижении установленного давления воздуха производится за мер жёсткого раскепа. При этом не имеет значения тип измеритель ного прибора: или это устаревшие приборы индикаторного типа (так называемые «раскепницы»), или современные электронные приборы («CRANKSHAFT DEFLECTION INDICATOR DI–5C»), имеющие компьютерное обеспечение. Главное, что при сравнении записанных значений упругого и жёсткого раскепов наблюдается значительная разница, что свидетельствует об эффективности жёсткого раскепа и простоте его замеров по способу, предложенному автором статьи.

УДК 621.436-629. Н. Н. Таращан ИДЕНТИФИКАЦИЯ ОБЛАСТИ РАЦИОНАЛЬНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ КОМБИНИРОВАННОЙ ТОНКОЙ ОЧИСТКИ МОТОРНОГО МАСЛА В СУДОВЫХ ДИЗЕЛЯХ В судовых тронковых дизелях последнего поколения домини рующее положение в системах тонкой очистки моторного масла (ММ) занимают полнопоточные фильтры [1]. Установка в системе смазки (СС) двигателя внутреннего сгорания на полном потоке фильтров тонкой очистки масла (ФТОМп) с номинальной тонкостью отсева 20…50 мкм обеспечивает надёжную защиту его пар трения от абра зивного изнашивания. Однако ФТОМп из-за низкой тонкости отсева плохо задерживают мелкодисперсную фазу нерастворимых загрязне ний масла, что способствует его старению и нагаро- и лакообразова нию на поршнях двигателей.

Особенно остро вопрос интенсификации очистки ММ от мелко дисперсных нерастворимых продуктов (НРП) стоит в форсированных дизелях, работающих на низкосортных топливах. В этом случае в масло попадает много сажи, которая коагулируясь загрязняет двига тель. Кроме того, мелкодисперсные продукты его изнашивания, если их не удалять из масла, катализируют окисление масла.

Наиболее эффективным методом надёжной защиты пар трения ди зеля от опасных частиц НРП, соизмеримых (по диаметру) с толщиной масляного клина в парах трения, является полнопоточный фильтр со сменными бумажными поверхностного или саморегенерирующегося типов фильтрующими элементами (ФЭ). Глубокую очистку масла от мелкодисперсных нерастворимых загрязнений в комбинированных системах очистки возлагают на подключаемый байпасно частично по точный фильтр (ЧПФ) и центробежный очиститель с реактивным приводом [2].

Целью проведённых в лаборатории химмотологии МГУ им. адм.

Г. И. Невельского исследований было определение области примене ния в судовых дизелях ФТОМп, где он удовлетворяет требованиям к качеству очистки ММ. При этом была поставлена задача идентифици ровать условия работы ДВС, при которых обязательно использование комбинированных систем тонкой очистки масла (КСТОМ).

Анализу подверглась эффективность ФТОМп с обоснованием ус ловий его функционирования, при которых фильтр не удовлетворял требованиям двигателя, и возникала необходимость в дополнительной очистке масла от мелкодисперсных НРП. Проведенными исследова ниями, а также обобщением опыта использования ФТОМп на судах Дальневосточного бассейна, была идентифицирована зона эксплуата ции дизелей, системы смазки которых нуждались в применении КСТОМ.

Анализ влияния моюще-диспергирующих свойств ММ на работу очистителей показывает, что в дизелях с pme = 0,5..2 МПа эффектив ность ФТОМп достаточна для надежной защиты пар трения ДВС от абразивных частиц с размерами 25…40 мкм. Однако интенсивность очистки этих масел от общих и зольных НРП (ГОСТ 20684–75) при существующих скоростях загрязнения не достаточна для долговре менной работы ММ без смены. Особенно это характерно для дизелей, работающих на низкосортных топливах, в частности флотских и то почных мазутах.

Исследование работы ФТОМп при очистке масел с низким и средним уровнем диспергирующих свойств показало наличие у них запаса по такому функциональному показателю как интенсивность очистки от общих НРП. Однако при этом наблюдается невысокая на дёжность защиты двигателя от крупных частиц механических приме сей и низкий срок службы ФЭ. Такое явление вызвано высокой про должительностью работы ФТОМп на этих маслах с открытым перепу скным клапаном [2].

Обобщение данных по влиянию диспергирующе-стабилизирующих свойств масел на работу ФТОМп осуществлялось при ранжировании масел групп В2–Д2 показателем МДСС, рассчитываемом по формуле МДСС = Dd/Cd. Параметры Dd и Cd характеризуют диспергирующую и стабилизирующую способность масел. Их определяли по методике ЦНИДИ [3] путём ввода в них искусственного загрязнителя (сажи) и оценки оптической плотности суспензий фотометрическим методом с применением красного и синего светофильтров. В рассматриваемых ММ Dd и Cd изменялись соответственно в пределах 1,2…1,8 и 0,05…0,15. Рассчитываемый по ним показатель моющих диспергирую ще-стабилизирующих свойств масел МДСС в натуральном выражении принимал значения 6…34.

Масла легировались комплексом многофункциональных и на правленного действия присадок зольного, малозольного типов и с до бавками сукцинимидов (беззольных присадок). Индексу (рангу) – соответствовали масла группы В2 по классификации ГОСТ 17479.1–85.

Ранг 0 соответствовал маслам группы Г2. Масла группы Д2 обозначе ны рангом +1.

В исследовании рассматривали ФТОМп с номинальной тонкостью отсева 25…40 мкм, использующих ФЭ поверхностного типа в очисти телях приемлемых габаритных размеров исходя их условия их удель ного объема 0,08…0,1 дм3/кВт. Приведенная на рис. 1, а эксперимен тальная зависимость (qфф)э(МДСС) показывает возможности ФТОМп по интенсивности удаления общих НРП из масел с разным уровнем диспергирующе-стабилизирующих свойств. Зависимость получена из условий достижения нормированных по ТУ сроков службы ФЭ, кото рые для масел с низкими диспергирующими свойствами (МДСС 13) не должен быть ниже 200 ч.

В эксперименте для достижения приемлемого значения Tфэ при ис пользовании масел в диапазоне МДСС = 6…13 номинальная тонкость отсева ФЭ занижалась. Это приводило к уменьшению надёжности за щиты Nd пар трения дизелей от частиц, вызывающих самую высокую скорость изнашивания пар трения. Для масел рассматриваемой группы показатель Nd составлял 70…100 % (см. рис. 1, а). Зависимость qфф(МДСС) показывает требуемую по условиям работы на добрако вочных режимах (с сбр) интенсивность очистки для масел с разным уровнем диспергирующе-стабилизирующих свойств. Сопоставляя обе характеристики qфф, (qфф)э(МДСС) можно отметить соответствие па раметров ФТОМп условиям их работы при очистке масел с показате лем МДСС от 13 до 22 (см. рис. 1, а). Для масел с показателем МДСС = 6…13 характерна зона А, когда требуемая глубина их очистки ФТОМп достижима, но возможна только при низких сроках службы ФЭ. Для масел с низким уровнем диспергирующих свойств требуется разработка устройств, ослабляющих грязевую нагрузку на полнопо точный фильтр. Эффективное использование ФТОМп при этих усло виях возможно в дизелях, имеющих низкую скорость загрязнения масла НРП и высокий его угар.

Зона В на рис. 1, а характерна для масел с высоким уровнем мою щих и диспергирующе-стабилизирующих свойств. Обычно эти масла используются в дизелях при повышенных скоростях загрязнения НРП, вызываемых форсировкой ДВС или применением низкосортных топ лив. Значительное накопление в ММ мелкодисперсных, особенно зольных, загрязнений интенсифицирует его старение, что снижает срок службы масла.

При работе в зоне В ФТОМп должен оснащаться дополнительным устройством, эффективно удаляющим мелкодисперсную фазу нерас творимых загрязнений. При этом облегчается работа ФТОМп в пол нопоточном режиме работы, что способствует надежной защите пар трения дизеля от крупных частиц механических примесей.

Проведенный анализ позволил заключить, что применение ФТОМп показано только для дизелей, работающих на маслах со сред ним уровнем диспергирующих свойств. В остальных случаях они qфф, г/(кВтч) Nd, % 100a Qy, % Nd(MДСС) 15 100 6 C 12 90 (qфф)э(MДСС) А D 9 qфф(MДСС) 6 70 В 3 60 2 Е 0 13 20 6 27 МДСС, отн.ед.

МДСС, ранг 13 а б qфф, г/(кВтч) а, г/(кВтч) 0, (qфф)э(аc) C 0, – 0, 6 + (а)qу М= B 0, qфф(а) М= 0, 2 – A + 0,06 2,75 qу, г/(кВтч) 0,08 а, г/(кВтч) 0,10 0,12 1,25 0, г в Рис. 1. Границы эффективной очистки моторного масла в судовых дизеля полнопоточным тонким фильтрованием должны эксплуатироваться в лёгких условиях по загрязнению масла НРП, что возможно только при использовании дизельного топлива, умеренной форсировке двигателя, малой продолжительности пере менных (переходных) режимов его работы. Для масел, попадающих в В и частично А, необходимо использование комбинированных систем тонкой очистки масла, в которых работа ФТОМп облегчена, что по зволяюет достичь требуемых показателей по глубине и тонкости очи стки ММ и приемлемых сроков службы ФЭ.

Наблюдение за работой ФТОМп на судах Дальневосточного бас сейна при использовании ММ с разным уровнем диспергирующе стабилизирующих свойств позволило выделить зону эксплуатации С (см. рис. 1, б), когда полнопоточное тонкое фильтрование не удовле творяет требованиям к очистке масла в дизелях. Условно зависимость (100а/Qу)(МДСС) характеризует максимальный уровень загрязнения масла НРП при отсутствии ФТОМп и очистке его только фильтрами грубой очистки. При повышенной скорости загрязнения масла НРП ин тенсивность его очистки ФТОМп недостаточна (см. рис. 1, б, зона С) для надёжного функционирования дизеля. Его ресурсные показатели при работе на низкоскоростных топливах могут не соответствовать требованиям, заложенным в ТУ.

Возможен вариант функционирования ФТОМп, особенно на мас лах с МДСС = 6…13 (зона Е на рис. 1, б), когда эксплуатационников не удовлетворяет срок службы ФЭ, так как он составляет 90…200 ч, что усложняет обслуживание фильтра и вызывает высокий расход ФЭ.

Таким образом, собранная статистика показывает наличие зон Е и С (см. рис. 1, б) на поле с характеристиками (100а/Qу)(МДСС), когда необходимо отдать предпочтение комбинированным системам очист ки масла. В зоне Е дополнительная частично поточная фильтрация масла может облегчать работу ФТОМп, беря на себя часть грязевой нагрузки. В результате срок службы полнопоточных ФЭ может быть повышен до 500 ч без снижения надежности защиты пар трения дизе ля от попадания частиц загрязнителя с размерами более 25 мкм по диаметру.

Зона С характерна для условий функционирования дизеля с по вышенными значениями а или при низком угаре масла, что может быть обусловлено высокой форсировкой дизеля, режимами его экс плуатации с частыми перегрузками или высокой долей переходных режимов работы, использованием низкосортных топлив или плохим техническим состоянием ДВС.

При умеренных скоростях загрязнения масла а = 0,02…0,06 г/(кВтч) и удельном его угаре 1,2…2,5 г/(кВтч) функционирование дизеля и его СС проходит при показателе (100а/Qу)(МДСС) в диапазоне 1…5 %.

Это способствует удовлетворительной работе ФТОМп на маслах групп В2–Д2 в дизелях с форсировкой по pme = 0,5…1,6 МПа. Все на блюдаемые сочетания показателей (100а/Qу)(МДСС), благоприятные для эффективного функционирования ФТОМп, нанесены на рис. 1, б и находятся в зоне D.

Условия удовлетворительной работы ФТОМп при возрастающем загрязнении НРП масел с разным уровнем моторных и моюще диспергирующих свойств показаны на рис. 1, в. Из него видно, что для масел группы В2 (М = –1) эффективная работа ФТОМп возможна при а 0,086 г/(кВтч). При этом, как показал эксперимент, удельная интенсивность очистки такого фильтра должна превышать 6,6 г/(кВтч).

Точка пересечения ограничительной характеристики (qфф)э(а) фильт ра стандартной комплектации с характеристикой qфф(а) его эффек тивности, требуемой для удовлетворительной очистки масла М = –1, соответствует значениям: а = 0,086 г/(кВтч), qфф = 6,6 г/(кВтч). Сле довательно при а 0,086 г/(кВтч) эффективная очистка масла В2 мо жет быть обеспечена только комбинированным фильтром.

На рис. 1, в зависимость удельной интенсивности очистки от ско рости загрязнения масла НРП делит поле qфф–а на зону (под ограни чительной характеристикой) эффективной работы ФТОМп и зону над кривой, где требуется применение комбинированного фильтрования масла. Для унифицированного масла М-10-Г2(цс) точка пересечения ограничительной кривой (qфф)э(а) с линией (qфф)(а) желательной эффективности ФТОМп (М = 0) имеет координаты: а = 0,107 г/(кВтч), qфф = 3,4 г/(кВтч).

Маслу М-14-Д2(цл30), закодированному как М = +1, соответству ют разделительные координаты: а = 0,12 г/(кВтч), qфф = 2 г/(кВтч).

Для него использование ФТОМп при скорости загрязнения НРП вы ше 0,12 г/(кВтч) не эффективно. Для масла с уровнем диспергирую щих свойств М = +1 добиться приемлемых показателей очистки толь ко полнопоточной фильтрацией сложно. Для этих условий функцио нирования очистителя масла рационально применения комбиниро ванного фильтрования.

Условия функционирования ФТОМп в дизелях с разным уровнем угара масла обобщены на рис. 1, г. Граничная характеристика АВС де лит плоскость а – qу на зоны лёгких и тяжёлых условий работы ФТОМп. Над зависимостью АВС находится поле, где для восприятия большой грязевой нагрузки желательно использование ФТОМп в со четании с частично поточным фильтром или центрифугой. Справа и снизу от ограничительной характеристики располагается зона облег чённого функционирования ФТОМп. Здесь из-за более интенсивного маслообмена в связи с высоким qу часть НРП сгорает вместе с маслом в цилиндре ДВС и уносится с выхлопными газами.



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.