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. 52/2012 УДК 629.5.083.5(06) Вестник Морского государственного ...»

-- [ Страница 2 ] --

Точки А, В, С пересечения ограничительной характеристики ФТОМп с линиями желательной эффективности его при очистке ма сел с разным уровнем моюще-диспергирующих и моюще-стабили зирующих свойств показывают возможный уровень их загрязнения.

Так полнопоточная тонкая очистка масел с низкими диспергирующи ми свойствами (М = –1) возможна при их угаре (см. рис. 1, г, точка А) выше 0,86 г/(кВтч).

Масла со средним (М = 0) и высоким (М = +1) уровнем дисперги рующих свойств могут подвергаться полнопоточной тонкой очистке при высокой ее эффективности, только в дизелях с qу 1,6 и 2,4 г/(кВтч) (см. рис. 1, г, точки В и С). При низком угаре эффективность ФТОМп для этих масел будет недостаточна для надёжной защиты дизелей от изнашивания.

Анализируя зависимости а(qу), приведенные на рис. 1, г, можно констатировать влияние угара масла на эффективность ФТОМп. В ди зелях с низким qу условия функционирования полнопоточного фильтра в СС более жёстки. Это указывает на необходимость приме нения для очистки масел, особенно с высокими моюще-дисперги рующими свойствами, при низких qу комбинированного фильтрова ния. Так как дизелестроение ориентировано на выпуск ДВС с qу = 0,7…1,5 г/(кВтч) для их СС будет рационально использование комбинированных маслоочистительных комплексов.

В приемлемых габаритах ФТОМп может обеспечить эффективную очистку масла М-10-В2(с) с удельной интенсивностью qфф/а, прихо дящейся на единицу загрязнения НРП, 75 отн. ед. (рис. 2). Этот режим очистки обеспечивается с 95 %-ной вероятностью. Дальнейшее уве личение интенсивности очистки затруднено. Вероятность Nф его реа лизации резко падает, хотя при этом будет наблюдаться дальнейшее снижение износа И дизеля (зависимость 1, рис. 2).

Статистические данные по очистке масла М-10-Г2(цс) (см. кривая 2, рис. 2) показывают достижимость показателя qфф/а = 40. Вероят ность Nф повышения его значений до 50 резко падает и не превышает 60 %. При qфф/а = 35 износ дизеля И соответствует среднему стати стическому его значению при работе на маслах группы Г2. Зависи мость 2 (см. рис. 2) показывает влияние интенсивности очистки мас ла М-10-Г2(цс) на износ дизеля, а функция Nф(qфф/а) иллюстрирует вероятность достижения требуемой интенсивности очистки при ис пользовании полнопоточного фильтра стандартной комплектации.

И Nф 1,2 Nф Nф 1 И 0,7 0 qфф/а, отн. ед.

5 45 Рис. 2. Эффективность ФТОМп при использовании в судовых дизелях масел М-10-В2(с) (1), М-10-Г2(цс) (2) и М-14-Д2(цл30) (3) Масло М-14-Д2(цл30) с высокими диспергирующими способностя ми стандартным ФТОМп не возможно очищать от НРП с относительной интенсивностью qфф/а выше 25. С вероятностью 95 % можно получить qфф/а = 18, при которой изнашивание дизеля соответствует среднему значению этого показателя при его смазке маслами группы Д2.

Градация противоизносных свойств масел на рис. 2 по показателю И при одинаковой интенсивности их очистки несколько условная.

Погрешность в определении И за пределами граничных значений по казателя qфф/а, когда Nф 95 %, может превышать 15 %.

Несколько обобщая приведенные данные по эффективности ФТОМп в различных условиях эксплуатации ДВС можно констатировать:

– полнопоточная тонкая очистка ММ в судовых дизелях фильтро ванием является самым распространенным и эффективным методом надежной защиты их пар трения от наиболее опасных частиц механи ческих примесей;

– глубина очистки смазочного масла ФТОМп от мелкодисперсных нерастворимых примесей во многих случаях, особенно при применении в форсированных дизелях остаточных топливах, не достаточна для тор можения старения ММ и перевода их в разряд долгоработающих;

– наибольшее влияние на эффективность ФТОМп, оказывают дис пергирующе-стабилизирующие свойства и угар масла, скорость по ступления в систему смазки нерастворимых загрязнений и другие факторы;

– выявлена область функционирования ФТОМп, для которой тре буется увеличение интенсивности очистки масла от НРП и снижение грязевой нагрузки на полнопоточный фильтр, что возможно только при комбинированной очистке ММ.

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. Кича, Г.П. Ресурсосберегающее маслоиспользование в судовых дизелях / Г. П. Кича, Б. Н. Перминов, А. В. Надежкин. – Владивосток :

Изд-во мор. гос. ун-та им. адм. Г. И. Невельского, 2011. – 372 с.

3. Козырева, Л. М. Лабораторный метод оценки моюще-дисперги рующих и моюще-стабилизирующих свойств моторных масел / Л. М. Козырева // Тр. ЦНИДИ. – 1977. – Вып. 72. – С. 33–39.

УДК 621.892.096:629. В. В. Тарасов, П. В. Кулямов РЕГЕНЕРАЦИЯ ОТРАБОТАННЫХ МОТОРНЫХ МАСЕЛ НА СУДАХ:

ЭФФЕКТИВНОСТЬ И АППАРАТНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ В процессе эксплуатации механизмов, двигателей, транспортиро вании и хранении смазочных масел происходит их загрязнение топли вом, водой и хладагентами. В судовых условиях эксплуатации в ре зультате загрязнения смазочных масел жидкими загрязнителями бра куется от 50 до 70 % масел.

При малотоннажной регенерации наиболее эффективными являют ся комбинированные методы с преобладанием физических способов регенерации, поэтому на морском транспорте целесообразно использо вать для судовых условий малогабаритные мобильные установки.

Целью создания установки является реализация предложенного способа регенерации, повышение экономичности и интенсивности процесса дистилляции жидких загрязнителей из масла, снижение мас согабаритных характеристик установки, обеспечение стабильности процесса в таких условиях работы судна, как качка, крен, дифферент.

Поставленная цель достигается тем, что для очистки смазочного масла от жидких загрязнений после нагрева и фильтрации применяет ся термо-вакуумная последовательная двухэтапная капельно-плёноч ная дистилляция в объёмном линейном и циклонно-плёночном испа рителях соответственно. На этапе капельного испарения из масла уда ляется практически вся вода и большая часть лёгких топливных фрак ций, причём наличие в масле диспергированной воды увеличивает эффективность капельного испарения за счёт вторичного распыла ка пель масла и местной турбулизации факела от микровзрывов перегре тых капель воды. Одновременно с дистилляцией, в камере капельного испарения из распыленного обезвоженного масла и паров воды и топ лива формируется двухфазный узкий паро-жидкостный факел с высо кой линейной скоростью, который непосредственно из камеры ка пельного испарения тангенциально подводится на внутреннюю не подвижную поверхность в верхней части циклона.

Форма и размерные характеристики циклона выбираются такими, чтобы обеспечить движение плёнки масла на начальном этапе с высо кой линейной и угловой скоростью по спирали сверху вниз и безот рывное течение плёнки на всей поверхности циклона, исключить раз брызгивание плёнки масла факелом, а движение паровой фазы в объ ёме циклона организовать с высокой угловой скоростью по двойной спирали: внешний вихрь сверху вниз сопутно движению плёнки масла и внутренний вихрь снизу вверх с противоположным вращением.

Высокая угловая и линейная скорость плёнки за счёт тангенци ального подвода факела на стенку циклона, на этапе плёночного испа рения обеспечивают полное разделение паровой и жидкой фаз факела.

Вывод плёнки масла из зоны воздействия факела за счёт формы ци клона исключают вторичное разбрызгивание в циклоне и капельный унос масла с паровой фазой. Форма циклона и место подвода факела обеспечивают движение плёнки масла по спирали сверху вниз.

Тангенциальный подвод факела в циклон, форма циклона и высо кая линейная скорость факела формируют движение паровой фазы в объёме циклона в виде двух вихрей: внешний паровой вихрь движется сопутно движению плёнки масла сверху вниз по внешней спирали, внутренний паровой вихрь по обратной спирали снизу вверх.

Итенсивный тепло- и массообмен в плёнке и воздействие горячей па ровой фазы на поверхность плёнки масла в условии глубокого вакуума обеспечивают высокую скорость и полноту испарения из плёнки водяных и многократно превышают скорость испарения топливных фракций на этапе плёночного испарения по сравнению с ламинарным движением плёнки в тонко-плёночном испарителе (ТПИ). Принципиальная схема установки для регенерации ОММ (рис. 1) Вышеописанный способ и агрегат были проверены в работе на опытной мобильной установке.

Установка может использоваться как в длительном, так и в перио дическом режиме циркуляции.

Рис. 1. Принципиальная схема установки для регенерации масел:

1 – камера капельного испарения;

2 – форсунка;

3 – всасывающая камера;

4 – циклон;

5 – теплоизоляция циклона;

6 – подогреватель;

7 – приёмник пара;

8 –входное отверстие циклона;

9 – выходное отверстие циклона;

10 – подающий масляный насос;

11 – основной подогреватель масла;

12 – фильтр грубой очистки;

13 – фильтр тонкой очистки;

14 – конденсатор;

15 – водяной эжектор;

16 – маслосборник;

17 – теплообменник;

18 – откачивающий масляный насос;

19 – диспергатор-дозатор присадки;

20 – фильтр тонкой очистки Необходимо отметить, что при столь малых габаритах установки 0,70,850,9 м, весе в 30 кг и потребляемой мощности – 2,1 кВт, про изводительность ее достигает 0,23 м3/ч. Достигнуты следующие вос станавливаемые показатели моторных масел классов вязкости М- – М-24: повышение температуры вспышки со 145 °С до 20 °С, вяз кости (с 100 = 8,97 до 100 = 11…22 мм2/с).

Для оценки эффективности применения регенерированного мотор ного масла, рассматривается использование отработанного масла М-10-Г2(цс), прошедшего регенерацию с восстановлением эксплуатаци онных свойств до уровня ММ группы В2 в судовом дизеле без наддува.

Характеристики применяемых масел при использовании в течение 1,5…3 тыс.ч в судовых форсированных дизелях с рme = 0,8…1,6 МПа, работавших на дизельном топливе (табл. 1). Причем основные физико химические параметры регенерированного ММ, промаркированного как М-10-В2(р), близки к показателям товарного продукта.

Таблица Характеристики используемых масел Масло М-10-Г2(цс) Показатели М-10-В2 (с) Отработанное Регенерированное Вязкость кинематическая, 13,6 10,8 11, мм2/с 4,2 3,6 4, Щёлочность, мг КОН/г 1,7 0,6 0, Кислотность, мг КОН/г 1,6 1,2 0, Зольность, % Содержание нераство 3,7 0,13 0, римых в бензине (НРБ) примесей, % 0,4 отс. отс.

Содержание воды, % Температура вспышки 184 210 в открытом тигле, оС Моторные испытания масел осуществляли в соответствии с ОСТ 24.060.09–95 на дизеле 2Ч10,5/13 (Рен = 15 кВт;

n = 25 с–1;

G0 = 8 л) этапами по 250 ч. Дизель работал на дизельном топливе Л-0,2- (ГОСТ 305–2010).

Нагаро- и лакообразование в цилиндрах ДВС оценивали по выше указанному отраслевому стандарту. Износ поршневых колец и вкла дышей мотылёвых подшипников определяли взвешиванием на анали тических весах, втулок цилиндров – методом искусственных баз с по мощью прибора УПОИ-6. Основные направления старения товарного и регенерированного масел исследовали с использованием современных методов анализа.

Полученные данные позволяют детально характеризовать основ ные направления процесса старения ММ: термоокислительную дест рукцию углеводородов базового масла, окисление, срабатывание при садок, загрязнение масла нерастворимыми продуктами, процесс кол лоидного старения. По результатам натурных испытаний построены графические зависимости (рис. 2) основных параметров старения тес тируемых масел.

СО, % См, % 15 12 4, 1, Щ, мгКОН/г К, мгКОН/г 2 1,5 0,5 200, ч 0 200, ч 0 50 100 150 50 100 Рис. 2. Кинетика окисления товарного (1) и регенерированного (2) моторных масел в дизеле 2Ч10,5/ Произведен анализ изнашивания основных деталей дизеля и под веден сравнительный итог моторных испытаний двигателя, при его работе на товарном и регенерированном маслах.

Анализ изнашивания деталей дизеля (табл. 2) показал равноцен ность противоизносных свойств сравниваемых ММ. Повышенный из нос поршневых колец, особенно первого компрессионного, и цилинд ровых втулок в верхнем поясе при работе на регенерированном масле был вызван более высокой его зольностью и большим уровнем за грязнения НРБ продуктами.

Таблица Моторная эффективность регенерированного и товарного масел в дизеле 2Ч10,5/ Масла Показатели М-10-В2(р) М-10-В2(с) Работа системы смазки:

скорость изнашивания масла НРБ продуктами, г/ч 1,65 1, 1,72 1, угар масла, г/(кВтч) интенсивность очистки масла от НРБ продуктов, г/ч 71 срок службы ФЭ, % 121 Изнашивание деталей ДВС:

скорость изнашивания поршневых колец, г/1000 ч 1,14 0, скорость изнашивания цилиндровых втулок, мкм/1000 ч 25,2 21, скорость изнашивания вкладышей мотылёвых под 0,083 0, шипников, г/1000 ч Задиров поверхностей деталей, которые смазывались рассматри ваемыми маслами, не наблюдалось, что указывает на хорошую их мас лянистость и удовлетворительную работу в условиях полусухого тре ния. Натиров на поверхности поршней не обнаружено. Оценка нагаро и лакообразования (табл. 2) показала отсутствие закоксованных порш невых колец.

Подводя итоги моторных испытаний следует отметить:

1. Более высокую термоокислительную стабильность регенериро ванного масла, что обусловлено малым изменением группового состава его углеводородной основы в результате незначительного окисления моноциклических нафтеновых и ароматических фракций.

2. Основные направления и интенсивность старения регенериро ванного и товарного масел одинаковы. Сроки их службы в нефорси рованном дизеле могут быть лимитированы загрязнением НРБ про дуктами и срабатыванием присадок.

3. Противоизносные и антинагарные свойства регенерированного и товарного масел довольно близки. Ухудшения маслянистости М-10-В2(р) не наблюдается.

Список литературы 1. Бенуа, Г. Ф. Сравнение процессов старения товарного и регене рированного моторных масел / Г. Ф. Бенуа // Двигателестроение. – 1979. – № 11. – С. 46–48.

УДК 621.436-629. В. В. Степанов, Н. К. Пак, И. П. Абрамчук РАЗРАБОТКА САМОРЕГЕНЕРИРУЮЩЕГОСЯ ФИЛЬТРА И ОЦЕНКА ЕГО ЭФФЕКТИВНОСТИ В СМАЗОЧНОЙ СИСТЕМЕ СУДОВОГО ФОРСИРОВАННОГО ДИЗЕЛЯ В последние года для очистки моторного масла (ММ) на судах всё чаще применяются саморегенерирующиеся фильтры (СРФ) с высокой автономностью, способные работать в смазочных системах двигате лей внутреннего сгорания (ДВС) в течение 2…5 тыс. ч без вскрытия для проведения профилактических работ и замены поврежденных фильтрующих элементов (ФЭ) или их химической чистки. Также очи стители компактны и надёжны в эксплуатации, имеют высокий срок необслуживаемой работы.

В Морском государственном университете им. адм. Г. И. Не вельского был разработан СРФ, способный фильтровать до 240 м3/ч смазочного масла дизеля [1]. Регенерация ФЭ очистителя осуществля ется обратной промывкой их фильтруемой жидкостью (маслом). Для функционирования СРФ не требуется дополнительного подвода энер гии. Он работает, используя энергию давления смазочной системы (СС) двигателя. Автоматическое управление работой фильтра на очи стителе не предусмотрено, т. е. он функционирует с постоянно рабо тающей системой регенерации ФЭ.

Достоинством СРФ является полная унификация его конструкции, что достигается модульным принципом его комплектации, когда не обходимая для работы ДВС пропускная способность достигается уве личением числа параллельно соединенных базовых секций (фильт ров). При параллельном соединении секций полости грязной и от фильтрованной жидкости у них становятся общими, что позволяет гидропривод распределительного устройства устанавливать (остав лять) только в одном модуле. При рассматриваемом соединении мо дулей их ФЭ работают автономно, т. е. относительно потока фильт руемой жидкости они подключены параллельно.

При комплектации СРФ используется унифицированный модуль (рис. 1) [1]. Корпус 5 модуля выполнен прямоугольной формы. Его средняя часть разделена продольными и поперечными перегородками на фильтровальные камеры, на которых установлена трубная доска 4 с ФЭ 3. Трубная доска образует перегородку, делящую корпус на по лости очищенной и неочищенной жидкости. При этом трубная доска с ФЭ формирует фильтровальный узел в модуле очистителя. Для хими ческой чистки ФЭ он разбирается путем выемки трубной доски вместе с элементами.

Рис. 1. Базовая модель унифицированного фильтра СРФ- с гидравлическим приводом распределительного устройства:

1 – распределитель;

2 – окна;

3 – ФЭ;

4 – доска;

5 – корпус;

6 – гидропривод В нижней части корпуса установлен пустотелый цилиндр с окна ми 2, через которые внутренняя полость очистителя сообщается с ка ждой фильтровальной камерой. Внутри цилиндра соосно ему уста новлено (по числу рядов камер) с возможностью вращения распреде лительное (регенерирующее) устройство 1 с отводной трубой и пат рубками, торцевые поверхности которых сопряжены с внутренней по верхностью цилиндра. Отводная труба через выходное отверстие кор пуса сообщается с атмосферой (зоной низкого давления). Кроме того, корпус каждого модуля имеет отверстия для подачи грязной и отвода отфильтрованной жидкости.

Башмаки на патрубках распределителя, перекрывая окна цилиндра, разобщают его внутреннюю полость с фильтровальными камерами.

Распределительное устройство приводится во вращение гидроприво дом через шестерённую передачу.

Поступательное движение поршня сервомотора, перемещаемого под действием давления фильтруемой жидкости, через муфту переда ётся во вращательное ведущей шестерне. Подачей жидкости в сервомо тор и удалением её из подпоршневых полостей управляет золотник.

Модуль работает следующим образом. Фильтруемая жидкость че рез отверстие в корпусе поступает в нижнюю его полость, ограничен ную внутренней поверхностью цилиндра. Далее через окна 2 цилинд ра она направляется в фильтровальные камеры, проходит через ФЭ, очищается и попадает в расположенную сверху полость отфильтро ванной жидкости. Из неё очищенная жидкость через верхнее отвер стие в корпусе поступает к потребителю.

При перекрытии патрубком распределителя входного отверстия фильтровальной камеры (см. рис. 1) последняя выводится из процесса фильтрования. Камера через отводную трубу соединяется с областью низкого давления (атмосферой). Вследствие перепада давления между полостью очищенной жидкости и областью низкого давления образу ется обратный (промывной) поток жидкости. При прохождении через ФЭ в направлении, обратном процессу фильтрования, он смывает осевшие на наружной поверхности элемента частицы загрязнения и удаляет их через отводную трубку в грязевую ёмкость.

Процесс регенерации ФЭ в перекрытой камере длится пока пор шень сервомотора перемещается в цилиндре гидропривода вправо.

При перемещении влево он через муфту входит в зацепление с веду щей шестернёй и при помощи специального устройства поворачивает её, перемещая через шестерённую передачу патрубок распределителя к следующей камере. Как только башмак патрубка распределителя от кроет ранее перекрываемую им фильтровальную камеру в ней возоб новляется процесс фильтрования.

На основе разработанного фильтровального модуля саморегене рирующегося типа скомпонованы унифицированные маслоочистите ли, типоразмерный ряд которых представлен в табл. 1. При номиналь ной тонкости отсева 30…50 мкм их пропускная способность составля ет 30…240 м3/ч, ресурс работы между разборками и химической чисткой ФЭ – 1…4 тыс. ч, трудоёмкость обслуживания – 0,5…4 чел.ч/1000 ч.

Расход промывного масла для регенерации очистителя составляет 3…24 м3/ч, масса фильтров 87…360 кг.

Фильтры типа СРФ рекомендованы для очистки ММ в судовых дизелях средней и высокой мощности. Особенно рационально их применение в автоматизированных СДЭУ. Наибольший эффект в обеспечении ресурсосберегающего маслоиспользования в судовых дизелях достигнут при сочетании СРФ с центробежными очистителя ми – сепараторами и центрифугами самоочищающегося типа [2].

Таблица Саморегенерирующиеся фильтры модульного типа с непрерывным режимом регенерации Показатель СРФ-30 СРФ-60 СРФ-120 СРФ-180 СРФ- Номинальная пропускная 30 60 120 180 способность, м3/ч Тонкость отсева, мкм 30–50 30–50 30–50 30–50 30– Давление фильтруемого 0,2–1,0 0,2–1,0 0,2–1,0 0,2–1,0 0,2–1, масла, МПа Рабочий перепад 20–100 20–100 20–100 20–100 20– давления, кПа Расход промывного 3 6 12 18 масла, м3/ч Расход масла на привод 0,5–1 0,5–1 0,5–1 0,5–1 0,5– регенерирующего устройства, м3/ч Число модулей 1 1 2 3 Число ФЭ 10 20 40 60 Ресурс необслуживаемой 1–4 1–4 1–4 1–4 1– работы, тыс. ч Периодичность химиче 2–4 2–4 2–4 2–4 2– ской мойки, тыс. ч Трудоёмкость обслужи 0,5–1 0,7–1,5 1–2 1,5–3 2– вания, челч/1000 ч Масса фильтра, кг 87 90 180 270 420х225 420х225 420х450 420х675 420х Габаритные размеры B x L x Н, мм х990 х990 х990 х990 х На ряду с новыми инженерными разработками в области саморе генерирующихся фильтров была предложена оригинальная система полнопоточной очистки (ММ) дизелей СРФ (рис. 2). Новизна вклю чения фильтра в смазочную систему дизеля состоит с дополнительной очистке масла центрифугой с реактивным приводом. При этом для повышения эффективности работы центрифуги очистке подвергают промывное масло, в котором загрязнения скоагулированы. Чтобы по высить эффективность регенерации ФЭ фильтра, используют центри фугу с напорным сливом, которая имеет низкое гидравлическое со противление и позволяет увеличить скорость промывного потока при смыве отложений с ФЭ. Фактор разделения центрифуги повышают автономной подачей масла на гидравлический (реактивный) привод её ротора от точки СС, где давление самое высокое.

5 2 Рис. 2. Перспективная КСТОМ для среднеоборотного дизеля:

1 – картер;

2 – заборник;

3 – перепускной клапан;

4 – насос;

5 – фильтр СРФ-60;

6 – центрифуга МЦН-6НС;

7 – холодильник;

8 – распределительная магистраль Возможности СРФ в повышении эффективности очистки фильт руемой жидкости показаны на примере дизеля Vasa-32 (6ЧН 32/35) (табл. 2). Подключение СРФ-60 и центрифуги с напорным сливом МЦН-7НС осуществлялось по схеме, изображенной на рис. 2. В каче стве базы сравнения использовалась штатная система очистки фильт руемой жидкости дизеля Vasa-32, включающая полнопоточный фильтр тонкой очистки масла (ФТОМП) с ФЭ Н-20 поверхностного типа, фильтровальная штора которых в форме многолучевой звезды сгофрирована из специального нетканого материала с номинальной тонкостью отсева 40 мкм.

Далее представлены моторные испытания маслоочистителей (табл. 2), которые проводили на масле М-14-Д2(цл 30) (ГОСТ 12337–84).

В период испытаний дизель работал на мазуте топочном 40, IV вида с содержанием серы до 2 % (ГОСТ 10585–99). Угар масла составлял 1,62…1,74 г/(кВтч). Чистку ротора центрифуги от отложений осуще ствляли через 250 ч работы.

Сравнение результатов моторных испытаний показало преимуще ство комбинированной системы тонкой очистки масла (КСТОМ) с ис пользованием фильтра СРФ-60 и центрифуги МЦН-7НС. По сравне нию со штатной системой интенсивность очистки масла от нераство римых продуктов (НРП) при её использовании возросла в 9…12 раз (см. табл. 2). При этом большую роль в улучшении этого показателя играет центрифуга. Она взяла основную грязевую нагрузку на себя и облегчила работу СРФ-60. Поэтому перепад давления на этом фильтре за 2 тыс. ч работы практически не изменялся. В то время ФЭ типа Н-20 за этот период пришлось сменить трижды.

Таблица Результаты эксплуатационных испытаний маслоочистителей Средства очистки ММ Показатель ФТОМП СРФ-60 + МЦН-7НС Состояние масла к 2000 ч работы Концентрация НРП, % масс.:

2,6 ± 0,4 1,4 ± 0, общих зольных 0,65 ± 0,1 0,28 ± 0, 8,9 ± 0,9 12,7 ± 1, Щёлочность, мг КОН/г 12,6 ± 1,6 8,5 ± 0, Степень окисления, % 7,2 ± 0,06 6,1 ± 0, Содержание смол, % Работа маслоочистителей Интенсивность очистки масла от НРП, г/ч:

290 ± 40 3270 ± общих зольных 170 ± 20 1830 ± Состояние дизеля 9,2 ± 1,2 5,6 ± 0, Скорость изнашивания деталей ДВС:

комплект поршневых колец, г/1000 ч 37 ± 6 23 ± цилиндровая втулка, мкм/1000 ч 9±1 7 ± 0, вкладыши подшипников, г/1000 ч Нагаро- и лакообразование 26,8 ± 3, (общая оценка), балл 15,4±2, Кинетика накопления общих НРП в фильтруемой жидкости в обо их случаях проходила по экспоненте со стабилизацией на уровне 2,6 % при использовании ФТОМП и 1,4 % при комбинации СРФ-60 и МЦН-7НС (см. табл. 2). По зольным продуктам эффект от дополни тельного центрифугирования масла был ещё выше. Максимальная кон центрация зольных нерастворимых примесей поддерживалась о на уровне 0,65 и 0,28 %. Загрязнение масла НРП (ГОСТ 20684–75) при штатной системе очистки было в 1,8…2,3 раза более высоким, чем при очистке его КСТОМ.

Эффективное удаление из масла центрифугой продуктов износа, срабатывания присадок и окисления углеводородов тормозит его ста рение. Щёлочность масла к концу этапа испытаний при комбиниро ванной его очистке падала до 12,7 мг КОН/г. В то время как при рабо те со штатным маслоочистителем этот показатель соответствовал 8,6 мг КОН/г. Глубокая очистка масла центрифугой от катализаторов окисления снижает в 1,48 раз глубину его окисления, на что указывает концентрация в нём карбонилсодержащих продуктов: 12,6 % при штатной очистке и 8,5 % – при использовании опытной системы.

Анализ износных характеристик дизеля показывает, что его пары трения очень чувствительны к состоянию масла. Торможение старе ния при комбинированной очистке масла привело к снижению скоро сти изнашивания деталей двигателя. Скорость изнашивания их уменьшилась в 1,4…2,3 раза.

Менее чувствительны к качеству очистки масла мотылёвые шейки коленчатого вала и вкладыши подшипников. Их износ при использо вании комбинированной системы очистки масла уменьшился всего на 28…47 %, что указывает на надёжную защиту этих пар трения от опасных частиц загрязнения масла как ФТОМП, так и СРФ.

На нагаро- и лакообразование дизеля влияние комбинированной очистки отразилось в меньшей степени. Состояние поршней по этому показателю улучшилось с 12,6 до 8,5 балла. Закоксованных колец не наблюдалось, что указывает на высокий запас моюще-диспергирую щих свойств масла М-14-Д2 (цл 30).

Список литературы 1. А.С. 1443933 А1 СССР, МКИ3 BOID 27/12, 29/38. Самоочи щающийся фильтр / А. В. Надежкин, Г. П. Кича и др. – БИ № 48. – 1988. – 4 с.

2. Кича, Г. П. Ресурсосберегающее маслоиспользование в судовых дизелях : монография / Г. П. Кича, Б. Н. Перминов, А. В. Надежкин. – Владивосток : Мор. гос. ун-т им. адм. Г. И. Невельского, 2005. – 372 с.

УДК 621.43:004. А. В. Ходаковская ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ МОЮЩИХ СРЕДСТВ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ ЧУГУННЫХ ОБРАЗЦОВ НА ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ В настоящее время основной причиной отказов деталей судовых машин и механизмов является изнашивание их рабочих поверхностей [1, 2]. Детали цилиндропоршневой группы судовых ДВС работают в условиях граничного трения при высокой температуре и механиче ской нагрузке. Основным материалом, применяемым для изготовле ния деталей цилиндропоршневой группы, является серый низколеги рованный чугун. Для данного материала существует связь структуры приповерхностных слоёв деталей с интенсивностью изнашивания.

Характерным видом изнашивания рабочих поверхностей деталей цилиндропоршневой группы судовых ДВС является абразивный из нос. В этой связи актуальной проблемой является модифицирование поверхностей данных деталей с целью предотвращения абразивных повреждений. Разработка новых технологий модифицирования рабо чих поверхностей деталей связана с проведением испытаний поверх ности на износостойкость.

При абразивном изнашивании деталей нормативным документом проведения таких испытаний является ГОСТ 23.268–79 «Метод испы тания материалов на износостойкость при трении о нежёстко закреп лённые абразивные частицы». Сущность метода состоит в том, что при одинаковых условиях производят трение образцов исследуемого и эталонного материалов об абразивные частицы, подаваемые в зону трения и прижимаемые к образцу вращающимся резиновым роликом, измеряют износ образцов испытуемого и эталонного материалов, а износостойкость испытываемого материала оценивают путём сравне ния его износа с износом эталонного образца. Износ испытуемых и эталонных образцов определяют путём взвешивания до и после испы таний с погрешностью не более 0,1 мг. При этом потеря массы образ ца вследствие изнашивания при испытаниях должна составлять не ме нее 5 мг. Промывочные жидкости: бензин и ацетон. Стандарт не рас пространяется на материалы и покрытия твёрдостью более 1400 HV и на пористые покрытия со средним размером пор более 0,1 мм, а также на материалы и покрытия с твёрдостью, изменяющейся на глубине 0,3 мм более чем 10 %.

Исходя из условий проведения испытаний на изнашивание, относи тельная погрешность определения износа образцов составляет 0,002 %.

Столь высокая точность определения износа ставит вопрос о влиянии загрязнения поверхности образцов до испытаний и после испытаний на результат самих испытаний на изнашивание. Особенно это акту ально для образцов из серого чугуна, имеющего свободный графит, при выходе которого на поверхность образуются поры. Средний раз мер этих пор, как правило, меньше нормируемых (0,1 мм), но они ак тивно аккумулируют различные загрязнения и могут влиять на точ ность определения износа образцов.

В этой связи были проведены эксперименты с целью оценки эф фективности моющих средств при испытаниях на износостойкость. С этой целью были изготовлены образцы из серого чугуна СЧ25. После мойки в бензине и ацетоне было произведено их травление в 10 % растворе соляной кислоты в течение одной минуты с последующей мойкой в дистиллированной воде и сушкой воздухом при температуре 60 °С. После этого образцы были взвешены и данные веса были при няты за исходные.

Оценка эффективности моющих средств проводилась за три цикла загрязнения и последующей очистки образцов. Загрязнение образцов проводилось путем их окунания в индустриальное масло И-20А с по следующей протиркой ветошью. В качестве моющих средств исполь зовались:

– последовательно бензин и ацетон (в соответствии с рекоменда цией ГОСТ 23.268-79);

– техническое моющее средство «РИК-М».

Химический состав «РИК-М»: полиэтиленгликолевый эфир моно алкилфенола C9H19C6H4O(C2H4O)10H, сода каустическая NaOH, сода кальценированная Na2CO3, триполифосфат натрия Na5P3O10, метаси ликат натрия Na2SiO3. По степени воздействия на организм – умерен но опасное вещество (III класс опасности согласно ГОСТ 12.1.007).

Очистка образцов моющим средством «РИК-М» в ванне без при менения ультразвуковой обработки и с её применением.

Ультразвуковая мойка проводилась в ванне типа «Серьга».

После каждого загрязнения и очистки образцов проводилось их взвешивание на электронных весах модели AW220 (Япония) с точно стью до 0,1 мг.

Так как загрязнения распределяются по поверхности деталей, то оценка степени загрязнения поверхности определялась удельным за грязнением Q qs = г, S где Qг – вес загрязнений, распределенных по поверхности образца;

S – площадь поверхности образца.

Результаты эксперимента приведены в таблице 1.

Время очистки во всех трех циклах принималось, равным 5 мин.

Данные, приведенные в табл. 1 показывают, что наилучшая очи стка образцов от масляных загрязнений достигается при их мойке в растворе технического средства «РИК-М» в ультразвуковой ванне.

Эффективность очистки в данном случае в три раза выше, чем при по следовательной очистке бензином и ацетоном, рекомендованной в ГОСТ 23.268–79.

Важным фактором является стоимость моющих средств исполь зуемых при очистке деталей. Так по состоянию на 1 января 2012 года стоимость одного литра бензина «Калоша» составляет 110 руб., аце тона ТЕК – 148 руб., раствора моющего средства «РИК-М» – 2 руб.

Таблица Результаты очистки поверхности образцов моющими средствами Вес образцов, г Удельное Удельное Удельное Пло загряз- загряз- загряз Первый цикл Второй цикл Третий цикл № щадь После нение нение нение по п/п После После первого второго третьего травле- После После После После верхно мойки в мойки в цикла цикла цикла ния загряз- загряз- мойки в загряз сти РИК-М бензине qs1, qs2, qs3, нения нения РИК-М нения образ- в ульра и ацето- мг/см2 мг/см2 мг/см цов, звуковой не см2 ванне 1 9,29 9,0333 9,0352 9,0340 9,0377 9,0343 9,0355 9,0334 0,075 0,108 0, 2 9,19 8,6501 9,6548 8,6518 8,6549 8,6532 8,6551 8,6504 0,185 0,337 0, 3 9,04 8,3056 8,3087 8,3063 8,3089 8,3074 8,3085 8,3056 0,077 0,199 0, 4 9,84 9,7923 9,7966 9,7937 9,7967 9,7949 9,7967 9,7925 0,142 0,264 0, 5 9,99 10,4032 10,4080 10,4038 10,4085 10,4042 10,4082 10,4032 0,060 0,100 0, 6 9,36 9,1961 9,1996 9,1974 9,2009 9,1979 9,1991 9,1962 0,139 0,192 0, 7 8,80 7,7848 7,7884 7,7853 7,7878 7,7861 7,7889 7,7850 0,057 0,148 0, 8 9,44 9,2215 9,2236 9,2223 9,2247 9,2227 9,2238 9,2215 0,085 0,127 0, 9 9,52 9,2633 9,2672 9,2648 9,2679 9,2657 9,2676 9,2636 0,158 0,252 0. Среднее значение удельного загрязнения поверхности 0,109 0,192 0, Среднеквадратическое отклонение удельного загрязнения поверхности 0,045 0,076 0, Нормаль- Нормаль- Нормаль Вид случайного распределения удельного загрязнения поверхности ный ный ный Кроме того, и бензин и ацетон являются летучими токсичными веществам.

Концентрации паров любого бензина 3…40 мг/л опасны для жиз ни даже при вдыхании в течении 5…10 мин. Бензин может вызывать как острые отравления, так и хронические экземы.

Ацетон действует как наркотик, последовательно поражая все от делы центральной нервной системы. При вдыхании в течение дли тельного времени ацетон накапливается в организме, что увеличивает возможность хронического отравления.

В этой связи работа с бензином и ацетоном требует специальной защиты рабочего места и обслуживающего персонала.

На основании проведенного исследования можно сделать сле дующие выводы:

– при испытаниях материалов на износостойкость важным факто ром является степень очистки образцов перед их взвешиванием, так как остаточное загрязнение в значительной мере искажает результат испытаний;

– последовательная очистка чугунных образцов бензином и ацето ном не обеспечивает требуемую погрешность испытаний на износо стойкость в 0,1 мг в случае их масленого загрязнения;

– при испытаниях чугунных образцов на износостойкость по ме тодике изложенной в ГОСТ 23.268–79 можно рекомендовать их мойку в растворе технического средства «РИК-М» в ультразвуковой ванне.

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 629.5. А. Г. Чесноков СУЩЕСТВУЮЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ КОНСТРУКЦИЙ СУДОВ В РАЙОНАХ НЕКОТОРЫХ ПРЕРЫВИСТЫХ СВЯЗЕЙ В данной статье выполнен анализ существующих требований по проектированию конструкций судов в районах некоторых прерыви стых связей, повреждения которых были рассмотрены в работе [1].

В основе всех нормативных документов по проектированию судо вых конструкций в районах прерывистых связей лежит основной принцип, сформулированный еще академиком Ю. А. Шиманским [2]:

концы прерывной части прерывистой связи должны плавно сводить ся на-нет к её непрерывной части. Кромка перехода обычно прини мается криволинейной (по дуге окружности, эллипса или параболы) или прямолинейной.

Форма кромки и размеры перехода назначаются по специальным методикам или основываются на рекомендациях, полученных из рас чёта напряженно-деформированного состояния и условия обеспечения необходимой усталостной долговечности узла конструкции. Если тре буемые размеры перехода по какой-нибудь причине не могут быть выполнены, то они принимаются максимально возможными, а для обеспечения требуемой прочности прерывистой связи в районе этого перехода дополнительно используют подкрепляющие элементы в ви де утолщённых листов.

1. Оконные вырезы в боковых стенках рубок В прерывистых связях типа пластина с вырезом (вырезами) углы вырезов, как правило, скругляются дугой окружности радиуса r. Ве личина этого радиуса зависит от элемента корпуса (или надстройки), в котором находится вырез (вырезы), от количества вырезов и их вза имного расположения, а также от типа деформации элемента с выре зом (вырезами).

Рассмотрим требования к изолированным и спаренным прямо угольным оконным вырезам в боковых стенках коротких рубок, в районе которых появлялись усталостные трещины, обусловленные участием этих стенок в общем изгибе корпуса судна. К изолирован ным относятся вырезы, которые удалены друг от друга на расстоянии не менее 1,5 высоты выреза. Спаренные вырезы относятся к группо вым регулярным [3].

На основании нормативного документа [3] радиусы скруглений r углов изолированных прямоугольных вырезов (рис. 1, а) и внешних углов спаренных вырезов (рис. 1, б), выполненных в боковых стенках коротких рубок, должны быть не меньше 0,1 меньшего размера выре за l (при b l ), но не менее 50 мм. Если прямоугольные вырезы рас положены в районе окончаний коротких рубок на участке длиной, равной высоте рубки, то они должны быть подкреплены вварными утолщенными листами, установленными у нижних кромок вырезов (рис. 1, в). Размеры подкреплений оговариваются этим же стандартом.

Толщина вварного листа должна быть не менее 1,5 толщины боковой стенки рубки.

Для смежных углов спаренных вырезов, имеющих узкие между оконные перемычки длиной с, радиусы скруглений r1 не должна быть менее 0,05 меньшего размера выреза l (при b l ), но не менее 50 мм (рис. 1, б).

в б а r r r с l Рис. 1. Параметры одиночного выреза (а), спаренных вырезов (б) и схема подкрепления выреза (в) утолщенными вварными листами (1) Анализ показал, что радиусы скругления углов изолированных и внешних углов спаренных оконных прямоугольных вырезов в боко вых стенках рубок рассмотренных в работе [1] судов (места, где были отмечены усталостные трещины) соответствуют требованиям руково дящего документа [3] и составляют (0,10…0,12)l (в спаренных выре зах r1 = r (рис. 1, б)). Однако нижние кромки изолированных и спа ренных вырезов, расположенных в районе окончаний коротких рубок на участке длиной, равной высоте рубки, не подкреплены в соответст вии с рис. 1, в. Тем не менее, причиной повреждений боковых стенок коротких рубок в районе рассматриваемых вырезов нельзя считать от сутствие в этих местах подкреплений, так как если бы это было так, то трещины в верхних углах вырезов не должны были появляться.

Следовательно, для исключения возникновения в этих районах ус талостных трещин должно быть проведено исследование напряженно го состояния боковых стенок коротких рубок около этих вырезов с целью получения методики их проектирования. Очевидно, потребует ся обоснование радиуса скругления углов вырезов.

В работе [1] был проведен анализ повреждений междуоконных перемычек в районе частых регулярных вырезов боковых стенок длинных рубок. На основании Правил Регистра [4] длинными назы вают рубки длиной, м, не менее:

l р = 2lк, (1) но не менее 0,2L (L – расчетная длина судна);

где lк – длина, м, концевого участка рубки, которая должна быть не менее:

bр lк = 1,5 + hр, (2) 2 где bр – ширина рубки, м;

hр – высота рубки, м.

Рубки не являющиеся длинными и рубки судов длиной менее 65 м считаются короткими.

Существующие требования по проектированию конструкций ру бок в районах вырезов [3, 4] основаны на рекомендациях, разработан ных для вырезов в бортовой обшивке корпуса, и касаются регламен тации радиусов скруглений углов и подкреплений этих вырезов. Та кой подход не учитывает особенности деформирования рубок в этих районах и на практике приводит к усталостным повреждениям меж дуоконных перемычек [1].

В Правилах Российского Речного Регистра [5] приведены реко мендации по проектированию междуоконных перемычек корпусов судов на подводных крыльях в районе частых вырезов. Они основаны на результатах работы [6]. В этих рекомендациях оговариваются ши рина междуоконных перемычек c и радиусы скругления углов смеж ных вырезов r1 (рис. 1, б).

Радиусы скругления углов оконных вырезов должны быть не ме нее, м r1 = 0,15b. (3) Размеры междуоконных перемычек должны удовлетворять одно му из двух условий:

b / c 5;

(4) b / c 2,5. (5) Диапазон принятия значений 5 b / c 2,5 – недопустим.

Для узких междуоконных перемычек должно быть выполнено ус ловие (4).

В приведённых рекомендациях не указаны правила оформления междуоконных перемычек: следует ли их подкреплять рёбрами жёст кости или нет, и как, в случае подкрепления, повлияет это подкрепле ние на ширину перемычки.

У судов на подводных крыльях надстройкой считается часть кор пуса, лежащая выше нижней кромки оконных вырезов. Деформирова ние надстроек рассматриваемых судов отличается от деформирования надстроек обычных водоизмещающих судов различным влиянием жё сткости сплошных участков стенки надстройки у концов и положени ем вырезов по высоте стенки. Поэтому необходимо провести соответ ствующее исследование с целью разработки методики проектирова ния или рекомендаций по проектированию боковых стенок рубок су дов в районе частых регулярных вырезов.

2. Расширительные соединения в боковых стенках длинных рубок Для исключения длинных рубок из общего изгиба судна исполь зуют расширительные соединения в виде металлических гофров пе ременного по высоте сечения, которые устанавливаются в поперечных разрезах рубок [7, 8]. При этом рубка по длине делится на участки (участок между расширительными соединениями концами должен опираться на поперечные переборки корпуса или рамные бимсы, под креплённые пиллерсами), каждый из которых, из-за невысокой попе речной жёсткости палубы корпуса, претерпевает обратный изгиб. В этом случае номинальные напряжения в палубе и боковых стенках рубки существенно снижаются по сравнению со случаем полного уча стия рубки в общем изгибе, что может привести к уменьшению веро ятности появления усталостных трещин в местах концентрации на пряжений.

На основании руководящего документа [7] металлические гофры приклепываются к местам смежных участков рубки и к палубе корпу са в районе её поперечного разреза (рис. 2). Палуба под расширитель ным соединением должна иметь утолщенный вварной лист.

h 0, 25 h 0, 25 h Рис. 2. Расширительное соединение:

1 – гофр;

2 – стенка рубки;

3. – палуба корпуса;

4 – клёпаный шов Однако клёпка в судостроении и судоремонте уже давно не ис пользуется, а применение таких соединений все же не исключает по явления усталостных трещин в палубе корпуса, у расширительного соединения (район высокой концентрации напряжений) [9, 10]. По этому была предложена новая конструкция расширительного соеди нения с использованием гофрированной вставки (гофры расположены вертикально), приваренной к местам смежных участков рубки (рис. 3) [11], которая исключает недостатки расширительных соединений прежней конструкции.

2 В В А Рис. 3. Расширительное соединение с гофрированной вставкой:

1 – верхняя палуба;

2 – боковая стенка рубки;

3 – палуба рубки;

4 – гофрированная вставка Основная идея предлагаемого расширительного соединения за ключается в том, что жёсткость гофрированной вставки в боковой стенке рубки при растяжении и сдвиге в продольном направлении су щественно ниже жёсткости самой боковой стенки при тех же видах деформации, и, следовательно, эта вставка будет незначительно пре пятствовать перемещениям смежных участков рубки при общем изги бе корпуса судна. Поэтому форму выреза в районе расширительного соединения рубки необходимо принимать согласно основному прин ципу теории прерывистых связей [2]: участок BAB1 (рис. 3) должен быть оформлен по дуге окружности или эллипса. Наибольшие напря жения с учётом концентрации напряжений будут действовать в точке A, и, следовательно, размеры участка BAB1, влияющие на величину напряжений в этой точке, должны определяться расчётом по специ альной методике, которая, однако, отсутствует.

Применение расширительного соединения новой конструкции (при правильном выборе его размеров) может исключить появление усталостных трещин в настиле верхней палубы корпуса, в районе это го соединения. Однако все же до сих пор нет однозначного ответа на вопрос: а нужно ли исключать рубки из общего изгиба?

В работах [12, 13] предлагается длинные рубки не исключать из общего изгиба с помощью расширительных соединений, так как:

– расширительные соединения ненадёжны в эксплуатации;

– из-за высокой поперечной жёсткости палубного набора корпуса отдельные участки рубки (при исключении её из общего изгиба с по мощью расширительных соединений) не полностью претерпевают об ратный изгиб;

– при полном участии в общем изгибе рубка оказывает положи тельное влияние на прочность судна.

Однако о положительном влиянии длинных рубок на прочность судна можно утверждать только в случае растяжения связей рубки при общем изгибе (при перегибе). Когда связи рубки сжаты (при про гибе) – возможна потеря устойчивости листов палубы и стенок рубки, и тогда рубка может оказать отрицательное влияние на прочность судна. Поэтому рекомендуется в конструкциях рубки использовать продольную систему набора, которая позволит избежать потери ус тойчивости листовых элементов [8].

Считается, что рубка оказывает положительное влияние на общую прочность судна, если нормальные расчётные напряжения, действую щие в палубе рубки, не выше аналогичных напряжений, действующих в палубе корпуса и рассчитанных без учёта рубки. В противном случае рубка оказывает отрицательное влияние на общую прочность судна, и тогда должны нормироваться напряжения в палубе рубки.

По Правилам Регистра [4] общая прочность корпуса судна обеспе чивается требуемым моментом сопротивления поперечного сечения для палубы корпуса или для иной крайней связи (палубы рубки или полки продольного непрерывного комингса). При отрицательном влиянии рубки на общую прочность судна момент сопротивления по перечного сечения для палубы рубки должен быть не менее требуемо го Правилами Регистра. Соблюдение этого условия может привести к увеличению размеров связей рубки и, возможно, палубы корпуса, что нежелательно.

Кроме этого, при полном участии рубки в общем изгибе, следует обратить внимание на места концентрации напряжений (вырезы в бо ковых стенках рубки), где возможно образование усталостных тре щин. Не всегда можно, изменяя радиусы скругления углов вырезов и используя подкрепления в виде утолщённых листов, добиться исклю чения появления повреждений в этих местах.

При детальном исследовании всех этих вопросов можно получить обоснованные рекомендации по исключению рубок из общего изгиба или проектированию их как прочных рубок.

3. Узлы соединений продольных комингсов грузовых люков с рубкой На основании работы [1] рассмотрим два варианта крепления про дольных комингсов грузовых люков с рубкой: с лобовой стенкой и боковой стенкой.

Следует отметить, что для приведённых вариантов соединения продольных комингсов грузовых люков с рубкой отсутствуют норма тивно-методические указания по проектированию. Поэтому рассмот рим имеющиеся рекомендации по оформлению указанных конструк тивных соединений, полученные на основании опыта эксплуатации и опубликованные в научных статьях.

В работах [14, 15] даны рекомендации по оформлению узла соеди нения продольного комингса грузовых люков с концевой стенкой руб ки (рис. 4). В соответствии с этими рекомендациями продольный ко мингс пропускается вовнутрь рубки (поясок и стенка комингса не должна разрезаться на концевой стенке рубки) и оканчивается пере ходной кницей согласно требованиям нормативных документов [4, 16].

При этом в плоскости стенки комингса и стенки рубки должна быть ус тановлена кница со скругленной формой свободной кромки и усилен ная стойка, надёжно перевязанная с набором рубки и комингсом.

Такую конструкцию нельзя признать рациональной, так как ко мингс внутри рубки будет занимать часть полезного объёма помеще ния. Предпочтительнее варианты соединения продольного комингса с внутренней продольной переборкой рубки или с боковой стенкой рубки. На современных транспортных судах продольные непрерыв ные комингсы, как правило, соединяются с боковыми стенками кор мовых рубок с помощью переходных книц со скругленной формой свободной кромки (рис. 5) [12]. Размеры переходных книц должны быть определены специальным расчетом, так как отсутствует соответ ствующая нормативная база.

Рис. 4. Конструкция соединения продольных комингсов с концевой стенкой рубки:

1 – верхняя палуба;

2 – лобовая стенка рубки;

3 – палуба рубки;

4 – продольный комингс;

5 – кница со скругленной формой свободной кромки Вид А А 6 3 Рис. 5. Соединение боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки;

6 – ребро жесткости При проектировании переходных книц продольных комингсов – с ошибкой в безопасную сторону – можно использовать методику про ектирования концов надстроек [7], на основании которой, как показа ли расчёты, следует устанавливать кницы больших размеров, доводя их до палубы рубки первого яруса (рис. 6). Однако такие кницы не возможно установить при близком расположении поперечного ко мингса грузового люка от лобовой стенки кормовой рубки. По той же причине не представляется возможным конец продольного комингса закончить переходной кницей в соответствии с требованиями Правил Регистра РФ [4].


3 Рис. 6. Оформление узла соединения боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков в соответствии с требованиями, предъявляемыми к концам надстроек:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки;

6 – палуба рубки В сборнике нормативно-методических материалов Российского Морского Регистра Судоходства [11] предлагается в боковой стенке рубки, в месте соединения с продольным комингсом грузового люка, предусматривать гофрированную вставку с вертикальными гофрами (рис. 7). Жёсткость гофрированных элементов в продольном направ лении намного ниже жёсткости листовых элементов в том же направ лении, поэтому гофрированные вставки не будут оказывать сущест венного влияния на деформацию рубки совместно с продольным ко мингсом. В связи с этим в боковой стенке рубки можно выполнить вырез такой формы и размеров, чтобы была соблюдена плавность пе рехода от стенки продольного комингса в боковую стенку рубки.

Кроме того, рекомендуется толщину боковой стенки рубки первого яруса вне гофрированной вставки принимать равной толщине стенки продольного комингса на длине, равной высоте рубки, от места со единения с продольным комингсом.

Вид А A 3 Рис. 7. Оформление узла соединения боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков в соответствии с требованиями сборника нормативно-методических материалов [6]:

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки;

6 – палуба рубки;

7 – гофрированная вставка Однако продольный размер этого перехода в документе [11] не оговорен, поэтому имели случаи повреждения таких узлов на судах типа «Витус Беринг» [17].

При непосредственной близости лобовой стенки кормовой рубки к поперечному комингсу (расстояние менее трех высот комингса) целе сообразно стенку продольного непрерывного комингса соединять с боковой стенкой рубки. Плавность перехода от продольной стенки комингса к боковой стенке рубки следует осуществлять с помощью переходной кницы, кромка которой должна быть скруглена по радиу су либо выполнена по дуге эллипса (рис. 8). Этим самым соблюдается основной принцип проектирования прерывистых связей судового корпуса, заключающийся в обеспечении необходимой плавности пе рехода от непрерывной части к прерывной.

На основании вышеизложенного возникает необходимость в ис следовании напряженного состояния узлов соединения продольного комингса с рубкой с целью разработки методики их проектирования.

3 А с Рис. 8. Предлагаемое оформление узла соединения боковой стенки рубки с продольным непрерывным комингсом грузовых люков.

1 – верхняя палуба;

2 – карлингс;

3 – продольный комингс;

4 – боковая стенка рубки;

5 – лобовая стенка рубки;

6 – палуба рубки;

7 – дуга окружности;

8 – дуга эллипса 4. Узлы соединений лобовой стенки рубки второго яруса двухъярусной рубки с боковыми стенками и палубой рубки первого яруса, имеющей большую длину и меньшую ширину по сравнению с верхним ярусом При конструктивном оформлении узла, приведенном на рис. 8, не возможно исключить в нём появление повреждений. Другие варианты оформления рассматриваемого узла, как и методика его проектирова ния, в современной базе нормативных документов отсутствуют.

5. Узлы с жёсткими точками второго типа Узлы с жёсткими точками второго типа получаются путём взаим ного пересечения плоских листовых элементов. Примеры таких узлов также приведены в работе [1]. Подобные узлы в судовых конструкци ях недопустимы. Однако если избежать их образования не удаётся, то жёсткие точки в них устраняют конструктивными методами.

В настоящее время существуют два принципиально разных метода конструирования узлов с жёсткими точками второго типа [18, 19]:

– метод подкрепления, заключающийся в распределении усилия на большую площадь;

– метод увеличения податливости, заключающийся в привлечении в работу соседних конструкций с целью перераспределения на них передаваемого этим узлом усилия.

Первый метод рекомендуется Правилами Регистра РФ [4], Прави лами классификационных обществ иностранных государств, а также нормативным документом [20]. Он заключается в установке книц или бракет в плоскости одного из плоских элементов (рис. 9). Однако в приведенных источниках отсутствуют какие-либо рекомендации по назначению размеров этих книц или бракет. В практике же судоре монта повреждения в районах жёстких точек ликвидируют обычно – без расчётных обоснований – с помощью книц очень больших разме ров [11, 21]. Все это накладывает определенные трудности при проек тировании и изготовлении таких узлов судовых конструкций.

а 1 2 r в б 4 R 8 9 Рис. 9. Варианты подкреплений узлов с жёсткими точками:

1 – лобовая стенка рубки;

2 – настил палубы корпуса;

3 – карлингс;

4 – кница;

5 – пиллерс;

6 – платформа (палуба рубки);

7 – поперечная переборка;

8 – продольная переборка;

9 – ребро жёсткости Как было сказано выше, повреждения в районах пересечения пло ских листовых элементов исключают с помощью книц очень больших размеров. В некоторых случаях, например, при опирании стенки руб ки на карлингс или рамный бимс, подкрепленный пиллерсом (рис. 9, а), и это выполнить совершенно невозможно. В приведённом примере размеры устанавливаемых книц будут ограничены высотой стенки рамной связи.

В узлах с жёсткими точками, образованными в углах рубок, непо средственно на скруглении, установить кницы под верхней палубой технологически невозможно, а выносить их на палубу, как этого тре бует документ [20] (рис. 10), нерационально, так как эти кницы бу дут занимать часть полезного объёма помещения.

Б Б-Б А ДП Б Рис. 10. Эскиз оформления узла в углах рубок:

1 – боковая стенка рубки;

2 – лобовая стенка рубки;

3 – верхняя палуба;

4 – поперечная переборка;

А – жесткая точка;

6 – кница;

7 – балка набора В работах [22–26] предлагается помимо книц выполнять в узле де концентратор в виде круглого или овального отверстия (рис. 11). Та кой подход представляет собой сочетание методов подкрепления и увеличения податливости.

Как показали исследования [23], наиболее предпочтительной яв ляется овальная форма выреза. Причем этот вырез должен распола гаться вытянутой стороной по направлению действующей нагрузки (рис. 11, б). Наилучшее соотношение размеров отверстия составляет lк /(2Rк ) = 1,75.

В целом, введение деконцентратора снижает концентрацию на пряжений в жёсткой точке по сравнению со случаем без деконцентра тора. Это обстоятельство позволяет уменьшить размеры подкрепляю щих книц. Однако возникает сложность в заделке отверстия. Следова тельно, этот узел целесообразно применять в конструкциях, которые не обеспечивают непроницаемость помещений. Кроме этого, неясно, на сколько можно уменьшить размеры книц.

б а Rк dк lк сд сд 4 Рис. 11. Исключение жёстких точек с помощью книц и деконцентратора:

1 – стенка рубки;

2 – настил верхней палубы;

3 – переборка корпуса;

4 – кница;

5 – деконцентратор Наряду с методом подкрепления используется и иной метод сниже ния напряжений в жёсткой точке, заключающийся во введении в узел податливого звена, например в виде накладного листа (рис. 12) [26].

Введение в узел податливого элемента в виде накладного листа приводит к перераспределению действующей вдоль лобовой стенки вертикальной реакции: нагрузка на модернизированные узлы снизи лась, а на подпалубные балки увеличилась. Однако при таком пере распределении нагрузки прочность данных узлов и палубного пере крытия была обеспечена.

Изменение конструкции узла с жёсткой точкой было выполнено на некоторых судах в период ремонта [26]. Размеры и толщина на кладного листа были определены на основе модельного эксперимента.

Опыт эксплуатации показал, что в течение длительного времени не было ни одного случая повреждения предлагаемого конструктивного соединения.

В работе [26] предлагается также несколько иной вариант оформ ления данной конструкции узла: накладной лист устанавливать только с одной стороны от вертикального листа. С технологической точки зрения такое соединение изготовить проще, но размеры накладного листа при этом будут иными.

На ряде научно-исследовательских судов (всего на восьми судах) жёсткие точки у концов рубок, образованные путём пересечения ло бовой стенки рубки с карлингсами, подкрепленными пиллерсами, бы ли ликвидированы с помощью подвижных соединений, представляю щих собой узел с жёсткой точкой, ослабленный прорезью, выполнен ной в подпалубной связи (рис. 13) [27, 28, 29].

1 d к = s ДП Рис. 12. Оформление узла пересечения лобовой стенки рубки с поперечной переборкой корпуса:

1 – боковая стенка рубки;

2 – лобовая стенка рубки;

3 – верхняя палуба;

4 – поперечная переборка;

5 – накладной лист Рис. 13. Подвижное (податливое) соединение:

1 – стенка рубки;

2 – верхняя палуба;

3 – переборка корпуса или рамная связь;

4 – прорезь Следует отметить, что предложенный метод оказался наиболее эффективным, так как позволил при минимуме затрат и небольшом объёме ремонтных работ довести напряженное состояние узла до пре делов допустимого. Это обстоятельство представляется наиболее важным при современном дефиците судоремонтных мощностей, так как установка книц или накладного листа могла бы привести к допол нительным сопутствующим работам, связанным с вскрытием изоля ции, зашивки и последующим их восстановлением. Кроме того, про рези выполнить технологически проще по сравнению с изготовлением и установкой книц или накладных листов.

Все это говорит о том, что в некоторых случаях целесообразно на пряжения в районах жёстких точек исключать с помощью подвижных соединений. Это может привести к существенной экономии средств на ремонт.


Один из оригинальных методов (технологического характера), ко торым часто пользуются при снижении напряжений в жёстких точках и в других узлах с концентрацией напряжений – это создание предва рительного напряженного состояния [30]. Суть этого метода заключа ется в том, что при ремонте верхних связей корпуса судну создается перегиб. Затем, произведя ремонт, перегиб устраняется, в результате чего в тех же связях возникают напряжения с обратным знаком. В дальнейшем, при эксплуатации судна, предварительно созданные от рицательные (сжимающие) напряжения уменьшают действие растяги вающих напряжений.

Этот метод был применен на судне длиной L = 60 м, на котором трещины часто возникали в углах рубок, в районах жёстких точек [30].

Следует отметить, что указанный метод снижения напряжений в конструкциях нельзя считать эффективным. Так, для узлов с высокой концентрацией напряжений и высокими номинальными напряжения ми (характерно для судов длиной L 80 м) он не пригоден, так как по зволяет снизить напряжения всего лишь на 20…30 %. Для узлов с жё сткими точками этого явно недостаточно. Кроме того, стремление создать как можно выше предварительные сжимающие напряжения в палубе может вызвать увеличение суммарных растягивающих напря жений в днище при положении судна на подошве волны.

Следует отметить, что предлагаемый метод эффективен в том слу чае, когда уровень напряжений в местах их концентрации невысок (палубные вырезы, концы книц надстроек и комингсов и др.).

В работе [18] приведена методика расчётного проектирования су довых конструкций в районах жёстких точек второго типа. В этой ме тодике размеры элементов узлов определяются по величине переда ваемого им усилия. Само усилие зависит от района расположения узла в корпусе судна и условий нагружения этого узла.

В упомянутой работе [18] рассмотрены два варианта узлов с жёст кими точками: узлы, образованные пересечением лобовой стенки руб ки с подпалубными жёсткими связями корпуса и узлы пересечения платформы и продольными переборками корпуса. Предлагаемая ме тодика требует дополнения и совершенства, так как были отмечены и другие варианты узлов с жёсткими точками второго типа [31, 32], для которых следует определять усилие по специальной методике. Кроме того, были проведены дополнительные исследования по уточнению напряжённого состояния судовых конструкций в районах жёстких то чек второго типа, результаты которых необходимо учесть при совер шенствовании соответствующей методики проектирования.

6. Продольные комингсы грузовых люков транспортных судов Правила проектирования и конструкции продольных комингсов грузовых люков приведены в руководящем документе [16] и Правилах Регистра [4].

На основании руководящего документа [16] продольные комингсы делятся на прерывистые (разрезные) и непрерывные. Прерывистые комингсы устанавливаются в районе одного люка. Непрерывные ко мингсы целесообразно устанавливать в районе нескольких люков, ес ли они расположены над продольными переборками или непрерыв ными стенками подпалубных цистерн и расстояние между попереч ными стенками комингсов смежных люков не превышает трёх высот комингсов. Однако для высоких комингсов (в работе [1] рассмотрены повреждения таких комингсов) этот подход нельзя признать рацио нальным, так как при этом исключается возможность свободного дос тупа экипажа с борта на борт. Кроме того, в этом случае в полках (поясках) продольных комингсов будут действовать высокие напря жения (выше, чем в настиле верхней палубы без учёта комингсов) за счёт их наиболее полного вовлечения в общий изгиб корпуса судна.

У продольных комингсов особое внимание уделяется проекти рованию концевых участков и полок, в которых могут быть различ ные концентраторы напряжений в виде вырезов для задраивания крышек люкового закрытия и окончаний направляющих для роли ков люковых закрытий.

Концевые участки продольных комингсов на основании Правил Регистра [4] оканчиваются кницами, протяженность кницы по палубе lк должна быть равна (м):

lк 0,75hк при ReH 315 МПа;

(6) lк 1,5hк при ReH = 390 МПа, (7) где hк – высота комингса над палубой, м;

ReH – верхний предел текучести материала комингса, МПа.

Для промежуточных значений ReH протяжённость кницы опреде ляется линейной интерполяцией.

На основании документа [16] свободная кромка кницы может приниматься прямолинейной или скругленной (рис. 14). Результаты исследований концентрации напряжений у концов надстроек (над стройка, как и продольный комингс, совместно с корпусом работает как прерывистая связь) [32, 33] показали предпочтительность образо вания свободной кромки по дуге эллипса или окружности.

а б Рис. 14. Варианты оформления концевых книц продольных разрезных комингсов грузовых люков в соответствии с нормативным документом [201]:

а – прямолинейная кромка;

б – скругленная кромка Следует отметить, что по Правилам Регистра [4] форма кромки концевой кницы продольного комингса никак не влияет на её протя женность, а длина кницы не зависит от взаимного расположения кон цов комингсов соседних люков, что делает невозможным использова ние данных рекомендаций при близком расположении люковых выре зов. Кроме того, в них не учитывается влияние податливости палубы корпуса на напряжённость продольных комингсов: палуба в углах люков подкреплена пиллерсами, и, следовательно, разрезные коминг сы подобно рубкам при общем изгибе корпуса судна претерпевают обратный изгиб [34, 35, 36].

Под палубным настилом, на расстоянии 20 мм от конца сбега (как этого требует руководящий документ [16]), должна быть установлена поперечная связь (рис. 15, а), а притупление конца сбега комингса следует убрать в соответствии с рис. 15, б, если комингс выполнен из низколегированной стали. Выполнение первого требования способст вует перераспределению вертикальной реакции, возникаемой у конца комингса, на соседние подпалубные связи, а выполнение второго тре бования – снижению концентрации напряжений за счет увеличения плавности перехода при общем изгибе корпуса судна.

1 Удаляется а б после сварки 2 4 Рис. 15. Конструктивное оформление концов сбегов комингсов (а) и удаление притупления (б):

1 – сбег продольного непрерывного комингса;

2 – верхняя палуба;

3 – поперечная связь;

4 – карлингс Требования к оформлению концентраторов напряжений в полках продольных комингсов (вырезы, окончания направляющих для роли ков люковых закрытий) являются типовыми и применяются к подоб ным концентраторам. Можно также, руководствуясь нормативным документом [16], снизить повреждаемость полок продольных коминг сов путем исключения их части с концентраторами напряжений из общего изгиба, сделав эти полки разрезными (рис. 16). Однако при этом момент сопротивления поперечного сечения корпуса для ко мингса может уменьшиться [37], поэтому потребуются дополнитель ные мероприятия по обеспечению общей прочности корпуса судна.

Рис.16. Комингс с разрезной полкой:

1 – вертикальный лист;

2 – разрезной поясок;

3 – стойка комингса Выводы Из приведенного выше анализа существующих требований по проектированию конструкций судов в районах некоторых прерыви стых связей следует, что требуют уточнения:

– рекомендации по проектированию боковых стенок рубок в рай оне оконных вырезов (одиночных, спаренных и частых регулярных вырезов);

– рекомендации по проектированию расширительных соединений в боковых стенках длинных рубок;

– методика проектирования судовых конструкций в районах жёст ких точек второго типа.

Кроме этого необходимо разработать:

– методику проектирования узла соединения продольного коминг са грузового люка с лобовой стенкой рубки;

– методику проектирования узла соединения продольного коминг са грузового люка с боковой стенкой рубки;

– методику проектирования узла соединений лобовой стенки руб ки второго яруса двухъярусной рубки с боковыми стенками и палубой рубки первого яруса, имеющей большую длину и меньшую ширину по сравнению с верхним ярусом;

– методику проектирования концевых участков разрезных про дольных комингсов грузовых люков транспортных судов.

Список литературы 1. Чесноков, А. Г. Систематизация и анализ повреждений конст рукций судов в районах некоторых, имеющих особенности, прерыви стых связей / А. Г. Чесноков // Вестник МГУ : сер. Судостроение и су доремонт. – Владивосток : МГУ, 2011. – Вып. 47. С. 77–86.

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

3. РД 5.1036–80 Вырезы в бортах и продольных переборках : нормы и правила проектирования. – М. : Издательство стандартов, 1980. – 21 с.

4. Правила классификации и постройки морских судов. Т.1 / Россий ский Морской Регистр Судоходства. – С.Пб. : Транспорт, 2010. – 480 с.

5. Правила классификации и постройки судов внутреннего плава ния. Т.2 / Российский Речной Регистр. – М. : Транспорт, 2008. – 394 с.

6. Караванов, С. Б. Рекомендации по конструированию связей надстроек быстроходных речных судов / С. Б. Караванов, Ю. Н. Рас кин// Теория, проектирование и техническая эксплуатация судов реч ного флота : труды ЛИВТа. – Ленинград : Транспорт, 1968. – Вып.

113. – С. 129–132.

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

8. Сиверс, Н. Л. Расчет и конструирование судовых надстроек / Н. Л. Сиверс. – Л.: Судостроение, 1966. – 300 с.

9. 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.

10. 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.

11. Сборник нормативно-методических материалов (книга шес тая). – Л. : Транспорт, 1989. – 197 с.

12. Барабанов, Н. В. Конструкция корпуса морских судов / Н. В. Барабанов. – 3-е изд. – Л. : Судостроение, 1981. – 550 с.

13. Барабанов, Н. В. Конструкция корпуса морских судов / Н. В. Барабанов. – 4-е изд. – СПб.: Судостроение, 1993. – 640 с.

14. Гаврилов, М.Н. Повреждения и надежность корпусов судов / М. Н. Гаврилов, А. С. Брикер, М. Н. Эпштейн. – Л. : Судостроение, 1978. – 216 с.

15. Гребенюк, Я. П. О конструктивном оформлении непрерывных продольных комингсов / Я. П. Гребенюк, М. Н. Эпштейн // Судо строение. – 1967. – № 4. – С. 10–11.

16. РД 5.1046–87. Комингсы грузовых люков: Правила проектиро вания. Конструкции. Методические указания. – М. : Издательство стандартов, 1987. – 38 с.

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

18. Чесноков, А. Г. Расчетное проектирование судовых конструк ций в районах жестких точек : автореф. дис. канд. техн. наук / Дальне вост. политехн. ин-т / А. Г. Чесноков. – Владивосток, 1987. – 22 с.

19. Чесноков, А. Г. Расчетное проектирование судовых конструк ций в районах жестких точек, образованных пересечением плоских листовых элементов / А. Г. Чесноков. – Владивосток : МГУ им. адм.

Г. И. Невельского, 2003. – 100 с.

20. РД 5.1037–72. Набор судовой в районах резкого изменения се чений, изломов оси и узловых соединений. Вырезы в наборе : нормы и правила проектирования. – М. : Издательство стандартов, 1972. – 75 с.

21. Василенко, В. Д. Анализ повреждений корпусов судов / В. Д. Василенко, Н. Н. Степанова // Судостроение. – 1982. – № 10. – С. 10–12.

22. Гусев, В. П. Влияние изменения параметров узла с жёсткой точкой на напряженное состояние конструкции / В. П. Гусев, В. В. Новиков // Повреждения и эксплуатационная надёжность корпу сов судов : тез. докл. / VII Дальневост. науч.-техн. конф. – Владиво сток : Дальневост. политехн. ин-т, 1978. – С. 126–128.

23. Гусев, В. П. Рациональная конструкция некоторых узлов с «жёсткими точками» / В. П. Гусев, В. В. Новиков, И. М. Чибиряк // Судостроение и судоремонт : сб. науч. тр. – Владивосток : ДВГУ, 1978. – С. 40–52.

24. Иванов, Н. А. Некоторые вопросы проектирования судовых конструкций с «жёсткими точками» / Н. А. Иванов, В. В. Новиков // Научно-техн. сб. / Регистр СССР. – Л. : Транспорт, 1981. Вып. 10. – С. 86–94.

25. Барабанов, Н. В. Особенности напряженного состояния от дельных узлов корпуса (комбинированные вырезы, кничные соедине ния, жёсткие точки) / Н. В. Барабанов, Г. Т. Казанов, В. В. Новиков и др. – Владивосток : ДВГУ, 1977. – 84 с.

26. Теоретические, экспериментальные и натурные исследования напряженного состояния узлов соединения и пересечения связей ос новного корпуса судов и кораблей и определение факторов, влияю щих на прочность, работоспособность и надежность этих соединений :

отчёт о НИР / Дальневост. политехн. ин-т : рук. Н. В. Барабанов. – № ГР 74007685. – Владивосток, 1974. – 70 с.

27. Барабанов, Н. В. Узел сварного соединения пересекающихся вертикальных и горизонтальных полотнищ оболочечной конструкции/ Н. В. Барабанов, В. И. Лактюнкин, В. В. Новиков // Авт. св-во № 952672. – Бюл. № 31. – 1982. – 8 с.

28. Барабанов, Н. В. Применение подвижных соединений в судо вых конструкциях / Н. В. Барабанов, А. Г. Чесноков // Судостроение. – 1987. – № 2. – С. 9–11.

29. Барабанов, Н. В. Применение подвижных соединений при ис ключении жёстких точек у концов рубок / Н. В. Барабанов, А. Г. Чесноков // Проблемы прочности и снижения металлоёмкости корпусных конструкций транспортных судов : тез. докл. / Науч.-техн.

конф. – Ленинград, 1990. – С. 46–47.

30. Сквирский, Д. И. Подкрепление корпуса судна с предвари тельным напряжением соседних связей / Д. И. Сквирский // Теорети ческие и практические вопросы прочности и конструкции морских судов / Регистр СССР. – Л. : Транспорт, 1970. – С. 158–162.

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

экспресс-информация : сер. Техническая эксплуатация флота и судо ремонт. – 1999. – Вып. 11(897) – 12(898). – С. 6–8.

32. Бойцов, Г. В. Прочность и работоспособность корпусных конст рукций / Г. В. Бойцов, С. Д. Кноринг. – Л. : Судостроение, 1972. – 264 с.

33. Турмов, Г. П. Расчёт прерывистых связей на прочность с учё том концентрации напряжений / Г. П. Турмов. – Владивосток : ДВГУ, 1984. – 152 с.

34. Грибов, К. В. Об особенностях работы комингсов грузовых люков лесовозов / К. В. Грибов, А. Г. Чесноков // Повреждения и экс плуатационная надёжность судовых конструкций : тез. докл. / XI Дальневост. науч.-техн. конф. – Владивосток : Дальневост. политехн.

ин-т, 1990. – С. 62–66.

35. Барабанова, О. Н. Исследование напряженного состояния па луб судов с большими вырезами и комингсами методом конечного элемента / О. Н. Барабанова, В. П. Гусев, Л. П. Ильченко, И. М. Чи биряк // Судостроение и судоремонт : сб. науч. тр. – Владивосток :

ДВГУ, 1977. – Вып. 1. – С. 49–79.

36. Титков, Ю. С. Преимущества непрерывных продольных ко мингсов / Ю. С. Титков // Судостроение. – 1967. – № 4. – С. 12–13.

37. Чесноков, А. Г. Повреждения и ремонт конструкций судов смешанного плавания / А. Г. Чесноков // Транспортное дело России. – 2006. – Спецвыпуск № 11, часть № 2 – С. 1013.

УДК 629.12. Н. А. Тарануха, С. А. Худяков ПРОЕКТИРОВАНИЕ БЛОКОВ МАШИННЫХ ОТДЕЛЕНИЙ СУДОВ С ГЛАВНЫМИ МАЛООБОРОТНЫМИ ДИЗЕЛЯМИ При проектировании транспортных судов с главными малообо ротными дизелями (МОД) необходимо учитывать их неуравновешен ность с целью прогнозирования уровней вибрации упругих систем в машинных отделениях (МО). После определения основных размере ний судна и буксировочной мощности производится расчет эффек тивной мощности главного дизеля и выбор конкретной модели МОД (агрегатной мощности, частоты вращения коленчатого вала и габа ритных размеров). При этом целесообразно выбрать к установке на судне модель МОД с лучшими экономическими показателями и с аг регатной мощностью, обеспечивающей определенный запас (не более 10 %). Например, наиболее ходовая модель МОД типа S60MC фирмы MAN B&W имеет несколько модификаций с цилиндровой мощностью от 980 до 2255 кВт при частотах вращения от 79 до 105 мин–1.

Полный ряд мощностей МОД фирмы MAN B&W (типа S26MC – S90MC и К98МС) с цилиндровой мощностью от 250 до 5720 кВт при частотах вращения от 212 до 57 мин–1. Аналогичный ряд МОД фирмы Sulzer (типа RTA38C – RTA96C и RT flex 96C) с цилиндровой мощно стью от 370 до 5720 кВт при частотах вращения от 196 до 54 мин–1.

Одновременно с этим, целесообразно соблюдать соотношение чис ла цилиндров МОД и количества лопастей гребного винта, которое должно приниматься в зависимости от числа цилиндров МОД. При этом частоты возмущающих моментов (включительно по главный по рядок) МОД не должны совпадать с 1-ой и 2-ой лопастными частотами.

Таким образом, на стадии проектирования блоков МО необходимо решать следующие задачи (после расчета буксировочной мощности и выбора типа главного МОД):

1. Расчёт неуравновешенных моментов (всех гармонических со ставляющих).

2. Оценка виброактивности МОД про критериями неуравнове шенности.

3. Компоновка блока МО с учётом габаритных размеров МОД (расположение платформ по высоте и дизеля по длине МО).

4. Расчёт частот свободных колебаний упругой системы ДД (ос новных форм колебаний: 1-ой, Н, Х и х).

5. Сопоставление частот основных форм колебаний системы ДД с частотами возмущающих моментов (в полосах спецификационных режимов с использованием частотных диаграмм).

6. Проектирование связей верхнего крепления МОД с элементами демпфирования.

7. Расчёт частот свободных колебаний упругих подсистем в МО.

8. Сопоставление частот свободных колебаний упругих подсистем с частотами возмущающих моментов МОД и лопастными частотами гребного винта (включительно по 3-ю лопастную частоту при кормо вом расположении МО).

9. Разработка мер по предотвращению резонансных колебаний уп ругих подсистем в МО с частотами возмущающих усилий от главного МОД и гребного винта.

10. Проверка эффективности принятых мер при ходовых испытаниях.

Кратко рассмотрим каждую из задач с акцентом на те, которым следует уделить особое внимание.

Расчёт неуравновешенных моментов (всех гармонических состав ляющих) должен выполняться по существующим методикам, изложен ным в работах проф. Истомина П. А. и проф. Терских В. П. [1, 2, 3, 4].

Однако при этом следует определять горизонтальный скручивающий момент МХ, вызывающий Х-форму колебаний системы ДД [4, 5]. Ранее этот момент от действия нормальных сил в крейцкопфах рассматривал ся как набегающий скручивающий момент и, к сожалению, не давал представления о возбуждении колебаний по Х-форме [2, 6].

После расчёта неуравновешенных моментов необходимо выпол нить оценку виброактивности МОД по критериям неуравновешенно сти, которые дают возможность составить спектр возмущающих мо ментов [7, 8, 9]. В этот спектр войдут только те гармонические состав ляющие, которые способны при условиях резонансов определенных форм колебаний в упругой системе ДД вызвать вибрацию, превы шающую нормы по Правилам МРС.

Компоновка блока МО зависит от конструктивного типа проекти руемого судна, расположения отделения по длине судна и с учётом га баритных размеров МОД (расположение платформ по высоте и дизеля по длине МО) и расположения валопровода от основной плоскости.

Платформы МО должны совпадать по высоте с кронштейнами решёток МОД с целью установки связей верхнего крепления остова [10].



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.