авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

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


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |

«Посвящается памяти профессора АНИКИНА ЕВГЕНИЯ ПЕТРОВИЧА 1 Профессор Аникин Евгений Петрович 2 Федеральное агентство по ...»

-- [ Страница 5 ] --

ФМП- П, %, ч 0 500 1000 1500 Рис. 4. Кинетика старения ММ в дизеле с высоким наддувом Воздействие штатной и новой СТОМ на изнашивание и нагарообразо вание дизеля ДД112 показывает преимущество комбинации полнопоточного фильтрования и центрифугирования с напорным сливом (таблица).

Уменьшение концентрации нерастворимых примесей в масле, под вергнутом комбинированной очистке, способствует увеличению срока службы ФЭ в 1,2–1,6 раза (таблица). Сокращение расхода элементов свя зано с перераспределением «грязевой» нагрузки между МО и увеличени ем доли центрифуги. При подключении в СС МЦН-5НС интенсивность очистки масла от НРП увеличилась в 21–53 раза (таблица). При использо вании КСТОМ вероятность поступления на ФЭ частиц загрязнений диа метром более 15 мкм составляет 50–70 % их доли в случае очистки масла фильтром без предварительного центрифугирования.

Предлагаемая КСТОМ по сравнению с ФТОМП в дизеле Д уменьшает изнашивание основных деталей ДВС в 1,6–2,1 раза (таблица).

Наибольшее воздействие МЦН-5НС оказывает на маслосъемные поршне вые кольца: скорость изнашивания их при использовании ЦО уменьши лась в 2,5 раза. Компрессионные кольца и цилиндровые втулки при до полнительной очистке масла центрифугированием изнашивались в 1,6–1, раза медленнее. Наименьшее влияние КСТОМ на снижение скорости из нашивания проявилось по деталям кривошипно-шатунного механизма.

Шейки коленчатого вала и подшипники при включении в СС центрифуги изнашиваются в 1,3–1,5 раза менее интенсивно, чем при использовании штатной системы очистки масла.

Увеличение полноты отсева масла от НРП и усиление торможения его старения при работе с КСТОМ способствовало уменьшению нагаро- и лакообразования в дизелях в 1,2–1,8 раза. При этом значительно снижает ся шламообразование в картере, количество отложений в шейках коленча того вала и поршневых полостях.

При применении низкосортных топлив и масел более высоких мо торных групп с высокозольными присадками эффективность КСТОМ как по влиянию на состояние масла, так и дизеля выше приведенной на 20–40 %.

При этом роль ЦО в комбинированной системе очистки возрастает, так как скорость поступления в ММ продуктов неполного сгорания топлива и срабатывания высокозольных присадок в сравнении с облегченным топ ливоиспользованием (работа на дизельном топливе) увеличивается в 3–5 раз, а старение масла интенсифицируется не менее чем на 30 % [2].

Эффективность разработанной КСТОМ подтверждена в тронковых дизелях различного уровня форсировки, работающих на высоковязких то пливах [2]. Использование этой системы по сравнению с очисткой масла только ФТОМП позволяет уменьшить изнашивание основных деталей ДВС в 1,2–2,5 раза и увеличить срок службы ФЭ почти в 2 раза. Интен сивность очистки ММ при этом возросла в 12–20 раз.

Моделирование процесса загрязнения и очистки унифицированных ММ в судовых тронковых дизелях позволило обосновать тип и наиболее выгодный состав СТОМ, а также оптимизировать параметры МО для су довых СОД [1]. Выбор оптимальных с позиции наименьших эксплуатаци онных расходов маслоочистительных комплексов способствует также со хранению заданных ТУ ресурсных показателей двигателей в самых жест ких условиях эксплуатации.

Анализ результатов длительного использования МО в ДВС на судах подтвердил их высокую эффективность. Сравнительные данные показыва ют большие преимущества модернизированных СТОМ над штатными [2].

Полнопоточное тонкое фильтрование масла надежно защищает пары трения ДВС от частиц загрязнения, вызывающих интенсивное изнашива ние и задир. При этом полностью прекратилось проворачивание вклады шей подшипников. Дополнительное центрифугирование обеспечивает глубокую очистку масла от продуктов, катализирующих его окисление, старение и срабатывание присадок, что способствует увеличению его сро ка службы.

Выводы 1. В результате проведенных исследований разработаны новые на учно-технические решения, повышающие эффективность маслоиспользо вания в судовых форсированных тронковых дизелях. Сформулированы принципы комбинированной очистки ММ в дизелях, реализация которых позволила разработать КМОК повышенной эффективности, надежно за щищающие пары трения ДВС от абразивного изнашивания и тормозящие старение масла.

Осуществлен выбор системы очистки масла и ее состава, рассчитаны параметры МО для наиболее распространенных судовых тронковых дизелей средней и повышенной частоты вращения. Анализ рекомендуемых СТОМ показал, что для дизелей с наддувом, имеющих удельную скорость загряз нения масла НРП более 0,05 г/(кВтч), применение КСТОМ обязательно.

2. Для использования в судовых форсированных тронковых дизелях разработаны новые КСТОМ. Новизна их состоит:

- в последовательном соединении двух контуров очистки, исполь зующих разные по принципу действия и избирательности отсева МО;

- установке для надежной защиты пар трения дизеля от опасных крупных частиц загрязнения на полном потоке поступаемого в дизель масла фильтра со сменными ФЭ;

- подключении центрифуги с напорным сливом в дополнительный кон тур очистки с возможностью поддержания за счет подпорного клапана высо кого давления масла перед соплами гидропривода ротора и, следовательно, фактора разделения ЦО при работе дизеля по винтовой характеристике;

- подаче на фильтр предварительно центрифугированного масла для снижения «грязевой» нагрузки на него и увеличения срока службы ФЭ;

- использовании на центрифуге переливного клапана, автоматически регулирующего поток через ее ротор для достижения минимальной ин тенсивности старения масла;

- поддержании постоянного давления ММ перед его потребителями установкой на основном насосе дроссельного распределителя с обратной связью.

3. Комбинированная очистка масла фильтрованием и центрифугирова нием, как видно из результатов моторных испытаний КСТОМ, стабилизиру ет моюще-диспергирующие свойства масла на более высоком уровне, дли тельно сохраняет солюбилизирующую способность некоторых из них, уско ряет перевод промежуточных продуктов окисления в карбены и карбоиды, которые легко удаляются центрифугированием. Очистка ММ фильтровани ем и центрифугированием наиболее эффективна при применении зольных масел с высокими моюще-диспергирующими свойствами и топлив с содер жанием серы более 1 %. КСТОМ длительно, в течение 8–12 тыс. ч, стабили зирует изнашивание дизеля и угар масла на нижнем уровне.

Библиографический список 1. Кича Г.П. Агрегаты систем маслоочистки судовых среднеоборот ных ДВС: анализ конструкций, результаты испытаний и перспективы раз вития // Современное состояние и перспективы развития СЭУ. – М.: ВО «Мортехинформреклама», 1983.

2. Перминов Б.Н. Научно-технические основы эффективного масло использования в судовых тронковых дизелях. – Владивосток: Изд-во Мор.

гос. ун-та, 2005.

УДК 629.12. Г.Е. Кувшинов, П.И. Чепурин, К.В.Чупина СПУСКОПОДЪЕМНЫЕ ОПЕРАЦИИ ДЛЯ АВТОНОМНЫХ НЕОБИТАЕМЫХ ПОДВОДНЫХ АППАРАТОВ Операции спуска и приема аппарата на борт судна-носителя для ав тономных необитаемых подводных аппаратов (АНПА) имеют значитель ные отличия по сравнению с аналогичными операциями для привязных и буксируемых подводных объектов [1]. В последнем случае подводные объекты связаны с судном-носителем буксирным тросом, что упрощает проведение указанных операций. Спускоподъемные механизмы для под водных объектов отличаются от механизмов для подъёма малых судов с волны только наличием специального захватного устройства. При подъёме подводного объекта трос выбирается, пока это устройство не входит в кон такт со специальной конструкцией, размещённой на подводном объекте.

Далее спускоподъёмный механизм поднимает подводный объект, отслежи вая действие наката волны, которая поднимает и опускает подводный объ ект. Тем самым не допускается появление рывков, способных вызвать об рыв грузового троса спускоподъёмного механизма. Такие рывки могут иметь место при спаде волны, если при предшествующем накате волны грузовой трос был ослаблен быстрым подъёмом объекта.

Морское волнение при отсутствии у АНПА буксирного троса намно го усложняет возможность автоматического выполнения начальных опе раций подъёма АНПА на борт судна-носителя: наведение захватного уст ройства спускоподъёмного механизма на соответствующую конструкцию, размещённую на АНПА, и стыковка указанного устройства с этой конст рукцией. Необходимо также учитывать, что эта конструкция должна иметь минимальную массу и не создавать заметного гидродинамического сопротивления для свободного движения АНПА. В противном случае зна чительно снизятся технико-экономические показатели АНПА. По указан ным причинам до сих пор спускоподъёмные операции АНПА нередко проводят с помощью аквалангистов. При этом для захвата и подъёма АН ПА используют простейшее решение: АНПА снабжаются двумя рым болтами. Аквалангисты прикрепляют к ним стропы, связанные с гаком судового крана, перед подъёмом АНПА и отсоединяют стропы от рым болтов после опускания АНПА на воду.

Очевидные недостатки этого способа – необходимость содержать на судне-носителе аквалангистов, большая продолжительность спускоподъ емных операций и опасность, что при высокой степени волнения аквалан гисты могут получить травмы, – вызвали необходимость разработки спо собов автоматического выполнения спускоподъёмных операций АНПА.

Эти способы направлены на решение трёх основных задач. Первая задача – снижение влияния морского волнения на взаимодействие АНПА и спус коподъёмного механизма во время их стыковки. Вторая задача – упроще ние той конструкции АНПА, которая обеспечивает его стыковку со спус коподъёмным механизмом. Наконец, третья задача – устранение опасных рывков в конструкциях АНПА и спускоподъёмного механизма при подъ ёме АНПА с волны или посадке его на волну. Примеры различных спус коподъёмных механизмов для АНПА приведены в литературе [1, 2].

Первая задача имеет наилучшее решение, когда в качестве судна носителя используют специализированный катамаран, а спускоподъёмный механизм расположен между корпусами катамарана по его миделю. В этом случае пространство под спускоподъёмным механизмом находится как бы в тени по отношению к направлениям распространения большей части морских волн. Поэтому в этом месте дисперсия ординат морского волнения значительно меньше, чем на открытой поверхности воды. У ка тамарана бортовая качка выражена гораздо меньше, чем у судов с одним корпусом. В середине сечения катамарана по его миделю практически проявляется только один вид качки судна – вертикальная качка.

Вторая задача решается так, что вместо захвата АНПА сверху при меняют его посадку на платформу спускоподъёмного механизма, опус каемую с катамарана под воду. АНПА садится на снабжённые кранцами кильблоки, расположённые на этой платформе. После этого специальное устройство закрепляет АНПА, прижимая его к кильблокам.

Схема спускоподъёмного механизма катамарана приведена на ри сунке [3].

Схема спускоподъёмного механизма катамарана:

1 – корпуса катамарана;

2 – опускная платформа;

3- кильблоки;

4 – АНПА;

5 – амортизаторы Амортизаторы 5 являются решением третьей задачи. Благодаря уп ругим свойствам амортизаторов и влиянию таких факторов, как масса опускной платформы 2, присоединённая к ней масса воды, а также гидро динамическое сопротивление платформы, дисперсия вертикальных пере мещений опускной платформы 2 становится во много раз меньше, чем дисперсия вертикальных перемещений палубы катамарана.

Существуют две разновидности способа подъема АНПА с помощью платформ, опускаемых под воду: прием находящегося на поверхности во ды АНПА на платформу, опущенную под воду ниже осадки АНПА, и при ем его под водой на глубине 15-30 м [1, 3].

В первом случае АНПА 4 находится над платформой на безопасном расстоянии от платформы 2. (На рисунке это верхнее положение плат формы 2 и АНПА 4.) Это расстояние больше амплитуды относительных колебаний объекта и платформы. Платформа медленно поднимается, и объект соприкасается с кильблоками 3. Ударные нагрузки, возникающие при контакте АНПА с платформой, зависят от скорости взаимных пере мещений АНПА и платформы. У этой скорости имеются две составляю щие: одна связана с перемещениями платформы, а другая – с перемеще ниями АНПА. Эти составляющие вызваны действием двух различных слу чайных процессов вертикальной качки: платформы 2 и АНПА 4.

Во втором случае АНПА 4 сначала зависает над платформой 2, на ходящейся на глубине 15-30 м, на безопасном от неё расстоянии, которое больше амплитуды колебаний платформы. (На рисунке это нижнее поло жение платформы 2 и АНПА 4.) Выбор этого диапазона глубины опреде ляется отсутствием на такой глубине волнения, действующего на АНПА.

Затем АНПА медленно опускается на кильблоки 3 со скоростью, которая изменяется оператором АНПА путём управления работой вертикальными движителями АНПА. Возможно также подтягивание АНПА к платформе с помощью установленного на ней манипулятора. Ударные нагрузки, воз никающие при контакте АНПА с платформой, зависят как от степени ста билизации платформы под водой, так и от скорости АНПА. Эти нагрузки вызваны действием только одного случайного процесса – вертикальной качки платформы 2.

Очевидно, что во втором случае при прочих равных условиях обес печивается меньшее значение ударных нагрузок, возникающих при кон такте АНПА с платформой, чем в первом случае. Второму способу при сущи два недостатка по отношению к первому. Первый недостаток – это повышенная масса спускоподъёмного механизма, что связано с большей длиной канатов и, следовательно, с большими размерами барабана (бара банов) грузового подъёмника, предназначенного для перемещения плат формы 2. Второй недостаток – не всегда катамаран находится там, где глу бина под ним превосходит указанную (15–30 м). Однако и при малой глу бине погружения платформы 2 (несколько больше, чем осадка катамарана) перемещения платформы всё же намного меньше, чем в первом случае.

В обоих случаях имеется ещё один общий для них недостаток. Дело в том, что применение амортизаторов пассивного типа есть грубое реше ние проблемы стабилизации платформы 2. Такие амортизаторы обеспечи вают удовлетворительную стабилизацию глубины погружения платформы при условии, что параметры системы, включающей платформу с её грузом, амортизаторы и тросы находятся в достаточно узких пределах. К этим пара метрам относятся масса платформы с грузом и присоединённой водой, её гидродинамическое сопротивление, жёсткость тросов, жёсткость и сопро тивление амортизаторов. Если рассчитать параметры амортизаторов на порожнюю платформу, то при этом будут улучшены условия посадки АНПА на платформу. Но увеличатся колебания платформы, сцепленной с АНПА. Если же выбрать параметры амортизаторов на обеспечение мини мальных колебаний платформы, сцепленной с АНПА, то увеличатся удар ные нагрузки при посадке АНПА на платформу. Можно пойти на компро мисс и выбрать некоторые средние из параметров, найденных для плат формы с АНПА и без него. При таком выборе и в одном, и в другом слу чае не будут достигнуты наилучшие результаты. Трудности возникнут и при замене одного АНПА другим, с другой массой и с другим гидродина мическим сопротивлением.

В литературе [4] описана система стабилизации глубины погружения подводного объекта, которая обеспечивает высокие качества работы как при изменении параметров этого объекта в широких пределах, так и при изменении длины буксирного троса в пределах от нескольких метров до нескольких километров. В этой системе, учитывающей распределённые параметры троса, вместо амортизаторов используется амортизирующая лебёдка, помещённая на подводный объект. Такое решение в рассматри ваемом случае, когда трос короткий и можно не учитывать его распреде лённые параметры, является неоправданно сложным. Его использование приведёт к значительному повышению массы и стоимости опускаемой платформы. Целесообразно амортизирующий привод разместить на палу бе катамарана, заменив им амортизаторы 5. Синтез режима управления такой системы стабилизации можно выполнить, используя известные ме тодики [4].

Предлагается вместо опускаемой платформы использовать подвод ную доковую станцию, имеющую, например, цилиндрическую конструк цию. АНПА в автоматическом режиме выходит из захватов доковой стан ции и выполняет поставленные перед ним задачи. Одно судно-носитель может обслуживать группу АНПА, что позволяет сократить время проведе ния подводных работ и повысить использование оборудования катамарана и его обслуживающего персонала. По мере заполнения внутренней памяти бортового компьютера и снижения напряжения аккумуляторных батарей АНПА заходит в стабилизированную по глубине (около 20 м) доковую станцию. АНПА закрепляется в ней, к нему подсоединяются устройства для заряда аккумуляторов и информационного обмена данными. Таким обра зом, подъём АНПА на палубу катамарана станет выполняться только после завершения работ в заданном районе или при резком ухудшении погодных условий, когда катамаран должен покинуть место стоянки.

Библиографический список 1. Бугаенко Б.А., Магула В.Э. Специальные судовые устройства:

Учеб. пособие. – Л., 1983.

2. Судовые устройства: Справ. / Под ред. М.Н. Александрова. – Л., 1987.

3. Бугаенко Б.А. Динамика судовых спускоподъемных операций. – Киев, 2004.

4. Кувшинов Г.Е., Наумов Л.А., Чупина К.В. Системы управления глубиной погружения буксируемых объектов. – Владивосток, 2006.

УДК 621.3.051.024:621.314. Г.Е. Кувшинов, А.Ю. Филоженко, К.В. Чупина ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЕ ПРИВЯЗНОГО ПОДВОДНОГО АППАРАТА С СУДНА-НОСИТЕЛЯ При исследовании и освоении Мирового океана привязные необи таемые подводные аппараты имеют ряд существенных преимуществ перед автономными: непрерывное электроснабжение, наличие оптоволокна в линии связи, отсутствие опасности для жизни акванавтов.

В качестве линии связи используется коаксиальный кабель или ка бель-трос. Работы, выполняемые привязными подводными аппаратами (ППА), и их производительность зависят от передаваемой по кабелю мощ ности электрической энергии. Она, в свою очередь, ограничена следующи ми условиями: допустимыми значениями тока (определяемыми сечением проводника) и напряжения кабеля;

частотой источника и способом переда чи электроэнергии;

длиной и распределенными параметрами кабеля.

Задача электроснабжения ППА ввиду ограниченной пропускной спо собности кабеля, связывающего объект с судном, при больших глубинах погружения является достаточно сложной. При длине кабеля несколько ки лометров передача электрической энергии с мощностью несколько кило ватт возможна только путем повышения напряжения в линии передачи.

Повышение напряжения необходимо для снижения потерь в кабеле, которые при прочих условиях пропорциональны квадрату тока. При такой схеме питания на борту судна устанавливается повышающий трансформа тор, а на ППА – понижающий трансформатор с нагрузкой в виде вторично го источника питания. С выхода этого блока снимаются все напряжения, необходимые для питания аппаратуры. Помимо отмеченного преимущест ва передача энергии на высоком напряжении позволяет обеспечить более стабильное напряжение у потребителя при изменении нагрузки [1]. Однако при использовании такой системы в кабеле не должно падать более 10 % от напряжения, подводимого к его началу. Тем самым ограничивается максимальное значение электрической мощности, которую можно пере дать таким образом. Еще одним недостатком указанной системы электро передачи является то, что мощность установленного на аппарате пони жающего трансформатора должна быть достаточной для питания всех по требителей электроэнергии, вследствие чего понижающий трансформатор имеет большую массу и габариты.

Для обеспечения более стабильного напряжения на шинах ППА при изменении нагрузки на кафедре ЭОАТ ДВГТУ была разработана система электроснабжения на основе индуктивно-емкостных преобразователей (ИЕП). ИЕП, расположенный на судне-носителе (прямой), преобразует стабильное напряжение судовой сети в неизменный ток кабеля, допусти мый по сечению его центральной жилы. ИЕП, размещенный на ППА (об ратный), преобразует неизменный ток в стабильное напряжение борто вой сети.

Эта система электропередачи обладает следующими недостатками.

Во-первых, ток кабеля всегда максимален – и при минимальной нагрузке, и при наибольшем её значении. Вследствие этого кабель постоянно нагре вается максимальным током, что вызывает его ускоренное старение. Во вторых, из-за наличия активного сопротивления у реакторов ИЕП напря жение на выходе обратного ИЕП может иметь отклонение до 5 % от но минального. В-третьих, значения емкостей конденсаторов и индуктивно стей реакторов ИЕП зависят от частоты, что также приводит к изменению напряжение на ППА при изменении частоты. В-четвертых, суммарная мощность элементов ИЕП превосходит мощность трансформатора, поэто му масса ИЕП больше массы трансформатора.

Общий недостаток для всех систем электропередачи на переменном токе состоит в том, что действующее напряжение переменного тока в меньше напряжения постоянного тока, поэтому на постоянном токе мож но увеличить передаваемую по кабелю мощность на 41 %. Кроме того, на постоянном токе отсутствует потеря напряжения в кабеле от реактивных токов.

От этих недостатков можно избавиться переходом к электропередаче на постоянном токе. Целесообразно поддерживать стабильным не ток в ка беле, а подводимое к его началу напряжение. В этом случае лучше всего ис пользовать управляемый выпрямитель напряжения, выполненный на элек тронных ключах, а не обычный выпрямитель тока, собранный на диодах.

Среднеквадратическое значение тока в кабеле не должно превышать номинальное значение. При этом возможны кратковременные превыше ния тока кабеля по отношению к его номинальному значению. Допуская кратковременные перегрузки по току, можно передать большее значение максимальной электрической мощности.

При использовании такой системы передачи электроэнергии напря жение на нижнем конце кабеля зависит от нагрузки и изменяется в широ ких пределах. Стабилизировать это напряжение и снизить его уровень можно с помощью импульсного преобразователя постоянного напряжения с гальванической развязкой [2]. Использование такого преобразователя приносит и существенное сокращение массы электрооборудования под водного объекта по сравнению с ИЕП или с понижающим трансформато ром. Трансформатор, входящий в состав преобразователя, будет иметь не большую массу благодаря высокой частоте коммутации ключей преобра зователя (до 10 кГц).

Библиографический список 1. Система и элементы глубоководной техники и подводных иссле дований / Под ред. В.С. Ястребова. – Л.: Судостроение, 1981.

2. Мелешин В.И. Транзисторная преобразовательная техника. – М.:

Техносфера, 2005.

УДК 621.314.235:621.314. В.В. Копылов, В.Н. Коршунов, Г.Е. Кувшинов, В.К. Усольцев БЕСКОНТАКТНАЯ ПЕРЕДАЧА ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ НА ПОДВОДНЫЙ ОБЪЕКТ Источником энергии многих автономных морских подвижных объ ектов – катеров, подводных аппаратов – служит аккумуляторная батарея (АБ). По мере расходования запасённой в АБ энергии её необходимо за ряжать от постороннего источника электроэнергии. С этой целью исполь зуют зарядные устройства.

Операции подключения АБ к зарядному устройству продолжитель ны, трудоемки и конструктивно сложны. Особенно это относится к под ключению АБ подводных аппаратов, работающих автономно (например, в составе автоматизированной системы океанографических измерений [1]).

Для того чтобы зарядить АБ подводного аппарата, нужно выполнить сле дующие операции. Сначала поднять подводный аппарат на палубу судна носителя. Затем снять люк, герметически закрывающий тот отсек аппарата, в котором расположены зажимы проводов, подсоединённых к АБ. И, под ключив к этим зажимам выводы зарядного устройства, приступить к заря ду АБ. После окончания заряда АБ нужно отключить зарядное устройст во, закрыть упомянутый люк и опустить подводный аппарат в воду.

Указанные трудности снимаются, если использовать бесконтактную передачу электроэнергии переменного тока индукционным способом. Ос новные достоинства этого способа заключаются в следующем.

Во-первых, не требуется снимать люки какого-либо отсека подвод ного аппарата для обеспечения доступа к зажимам АБ.

Во-вторых, заряд АБ можно проводить прямо в морской воде, не из влекая подводный аппарат на борт судна-носителя.

В-третьих, в цепи, осуществляющей передачу электроэнергии на под водный аппарат, отсутствуют электрические контакты, расположенные на поверхности подводного аппарата, и лючки, которые их закрывают. Мор ская вода является проводником электрического тока, что может привести к короткому замыканию указанных контактов и, следовательно, зарядного устройства и АБ. В морской воде находятся личинки организмов, которые вызовут обрастание электрических контактов и закрывающих их лючков.

В-четвёртых, упрощение операции подключения сети источника к цепи заряда АБ. Предлагаемое индукционное устройство передачи элек троэнергии в отличие от контактного допускает значительную несоосность передающей и принимающей частей. Она может достигать 10 мм и более.

Функциональная схема предлагаемой нами системы бесконтактной передачи электроэнергии приведена на рисунке.

Передача энергии от источника к объекту осуществляется с помо щью трансформатора, в котором первичная и вторичная обмотки разнесе ны. Первичная обмотка такого устройства размещается снаружи подвиж ного объекта, а вторичная – внутри его.

Для обеспечения высокого коэффициента связи между обмотками расстояние между ними делается минимальным, а общий магнитный поток двух обмоток – максимальным. Проведенный сравнительный анализ [2] выявил преимущества использования так называемого воздушного транс форматора, у которого нет ферромагнитного сердечника. Дело в том, что известные ферритовые сердечники допускают низкое значение магнитной индукции – порядка 0,3 Тл. Кроме того, необходимо учитывать наличие технологического немагнитного зазора в магнитопроводе трансформатора, что ведёт к увеличению габаритов и массы магнитопровода. Оказалось, что размещаемая в подводном аппарате обмотка воздушного трансформатора имеет меньшую массу, чем половина трансформатора с ферритовым маг нитопроводом. Недостатки воздушного трансформатора – низкий коэффи циент мощности тока, потребляемого первичной обмоткой, и большая, чем у вторичной обмотки, намагничивающая сила первичной обмотки – в рас сматриваемом случае не являются существенными.

Для уменьшения размеров трансформатора к нему следует подво дить напряжение повышенной частоты. В качестве такой частоты можно выбрать 5 кГц. (Это значение близко к верхнему пределу частоты, допус тимой в настоящее время для IGBT-транзисторов.) Система бесконтактной передачи электроэнергии Напряжение, снимаемое с вторичной обмотки трансформатора, вы прямляется обычным мостовым выпрямителем (В), а ток заряда аккумуля торной батареи сглаживается реактором (Р). Таким образом, отсутствие управляемых элементов на стороне подвижного объекта позволяет суще ственно снизить массу и габариты оборудования, размещаемого на нем.

Регулирование тока заряда аккумуляторов осуществляется устройст вом контроля режима заряда (УКРЗ), который является задатчиком заряд ных характеристик и цифровым регулятором.

Управляющий сигнал на преобразователь питающего напряжения (ПН), расположенный на стороне источника энергии, передается по ин формационному каналу связи. Здесь может быть использован сущест вующий информационный канал связи объекта с источником или собст венный радиоканал, в котором первичная и вторичная обмотки трансфор матора играют роль приемопередающих антенн. Заданный закон управле ния зарядным током обеспечивается путём изменения постоянного на пряжения, подаваемого на преобразователь частоты.

Такое построение бесконтактной системы заряда аккумуляторных батарей автономных объектов выгодно отличает ее от существующих за рубежных аналогов по своим и массогабаритным и эксплуатационным ха рактеристикам.

Библиографический список 1. Агеев М.Д. Создание автоматизированной сети океанографических измерений на основе АНПА с солнечной энергетикой // Подводные иссле дования и робототехника. – 2006. – № 2.

2. Бесконтактная передача энергии на морской подвижный объект / Г.Е. Кувшинов, Л.А. Наумов, А.Ю. Филоженко, К.В. Чупина. // Техниче ские проблемы освоения Мирового океана: материалы науч.-техн. конф.

2–5 октября 2007 г. – Владивосток: Дальнаука, 2007.

УДК 621. В.С. Кузин, В.Н. Стаценко АНАЛИЗ СТАТИСТИЧЕСКИХ ДАННЫХ И РЕЗУЛЬТАТОВ НАТУРНЫХ ИСПЫТАНИЙ СУДОВЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК РМБ 413-го ПРОЕКТА В работах [1, 2] проведены исследования и подробно представлен материал по натурным испытаниям судов типа «рыбомучные базы» (РМБ) 413-го проекта («А. Чуев», «В. Чернышев» и «Пятидесятилетие СССР»).

Основные энергетические подразделения, оказывающие влияние на расход топлива, следующие: судовая электростанция, пароэнергетический комплекс, судовая холодильная установка и дизельные агрегаты. Анализ данных по этим установкам позволил сделать следующие общие выводы:

1. Максимальная загрузка электростанции РМБ этого проекта не превышает 3300 кВт, а средняя нагрузка составляет 2500–2750 кВт.

2. Пик загрузки электростанции приходится на март-апрель Охото морской экспедиции (средняя загрузка 3000–2750 кВт).

3. Дизель-генераторы на промысле практически не работают. При потребности в электроэнергии до 1500 кВт вырабатываемая ими электро энергия составляет около 1,0 % от всей выработанной электроэнергии.

4. При нахождении судна на промысле в работе постоянно находится три турбогенератора, два турбогенератора работают только при нагрузке электростанции 1300–1800 кВт.

5. В режиме перехода работают турбогенераторы, а в режиме стоян ки при загрузке электростанции 850 кВт – дизель-генераторы.

Проведенный анализ позволяет рекомендовать обслуживающему пер соналу осуществлять работу на режимах, где работают турбогенераторы, все турбины держать в режиме с промежуточным отбором пара, тем са мым улучшая экономические показатели работы ПЭУ [2].

Полученные опытные и расчетные данные о работе ПЭУ рыбомучных баз позволили провести анализ и сделать следующие основные выводы:

1. Расход пара на технологические потребители близок к проектно му, но рыбомучная установка (РМУ) работает без выпарных установок, потребляющих 6,4 т/ч пара. С выпарными установками этот расход пара увеличился бы на 30 %.

2. В схеме цикла «пар-конденсат» утечки пара велики и составляют 5–8 %.

3. ПЭУ работает не на расчетном режиме, котлы вырабатывают в ос новном охлажденный пар, что обусловлено малым количеством пара от бора от турбин (в реальных условиях расход пара пониженных парамет ров требуется около 44 т/ч, по проекту – 33 т/ч).

4. Наибольшие отличия проектных данных от реальных режимов эксплуатации приходятся на режим перехода базы, поскольку по проекту не предусмотрена работа турбин (работают дизель-генераторы), в режиме эксплуатации всегда работают турбогенераторы.

5. В результате проведенных испытаний уточнены расходы пара на собственные нужды.

Для расчета количества охлажденного пара, идущего на работу тур бопитательных насосов получена эмпирическая зависимость Dтпн = 0,010534D + 1,789, (1) где D – количество пара, которое необходимо выработать котлам, т/ч.

Расход охлажденного пара на подогрев топлива котлов, т/ч, Dптк = 4,235·10-3D + 8,99·10-4, (2) Расход технологического пара на подогрев воздуха котлов, т/ч, Dпод = 0,06293·D – 0,028. (3) Решая систему уравнений (1–3) и учитывая небольшой расход пара на подогрев воздуха для котлов, можно рассчитать паропроизводитель ность котлов D + 1,7619, D = (4) 0, где D – количество пара, которое идет на технологические и собственные нужды базы, т/ч.

На базе имеется две группы потребителей – технологические и соб ственные нужды.

Анализ расхода пара на технологические потребители позволяет сде лать следующие выводы:

1. Удельное проектное электропотребление завышено по сравнению с данными испытаний, особенно это заметно на выпуске мороженой про дукции;

2. Удельное эксплуатационное паропотребление базы выше проект ного, что связано с форсированием процесса выпуска муки и жира.

Анализ статистической информации о работе судовых холодильных ус тановок проведен на основе опытных данных, представленных в работе [2].

При определении расходов электроэнергии на работу компрессоров использовались среднестатистические данные замеров силы тока электро двигателей компрессоров.

Расчет мощности (кВт·ч/сут), потребляемой компрессорами, прово дился по формуле:

W=(I1·1……+Iii)·v·10-, (5) где Ii – сила тока, потребляемая электродвигателем i-го компрессора, А;

i – время работы i-го компрессора в сутки, ч/сут;

v = 380 В – напряжение в сети.

Записи в судовом журнале о времени включения и выключения ком прессоров ведутся с точностью ±5 мин, поэтому, учитывая осреднение по требляемых токов, можно полагать, что ошибка в определении мощности не превышает 10–15 %.

Произведенные расчеты показывают, что мощность, потребляемая компрессорами, составляет в среднем 20 000 кВт·ч/сут (830 кВт), что со ставляет 25–30 % мощности, вырабатываемой судовой электростанцией.

Максимальная величина не превышает 24 000 кВт·ч/сут.

Работа рассольных, аммиачных и охлаждающих насосов зависит от работы компрессорных агрегатов. Собранные статистические данные бы ли обработаны и проанализированы с точки зрения зависимости от сум марной мощности, потребляемой компрессорами. В результате получены эмпирические зависимости мощности, потребляемой насосами, от сум марной мощности компрессоров.

Электропотребление аммиачных насосов, кВт·ч/сут, Wа/н = 0,0261Wкомп + 100.

Электропотребление рассольных насосов, Вт·ч/сут, Wр/н = 0,0739Wкомп + 600.

Электропотребление охлаждающих насосов, кВт·ч/с, Wо/н = 0,01956·Wкомп + 1350, где Wкомп – суточное потребление электроэнергии компрессорами, кВт·ч/сут.

Проведенный анализ показал, что при полной загрузке хладоуста новки обслуживающие насосы потребляют в реальных условиях около 200 кВт электроэнергии или 21 % от электропотребления компрессоров (охлаждающие насосы – 7,8 %, аммиачные – 3 %, рассольные – 10 %).

Общая загрузка хладоустановки с учетом работы обслуживающих насосов достигает 1160 кВт.

Сравнительные данные по загрузке хладоустановки в реальных ус ловиях и по проекту (включая работу компрессоров и обслуживающих на сосов) приведены в табл.1.

Таблица Загрузка хладоустановки РМБ 413-го проекта № Проект, Реальные Электропотребители Отношение п/п кВт данные, кВт 1 Компрессорные агрегаты 1540 960 0, 2 Охлаждающие насосы 71 75 1, 3 Рассольные насосы 108 96 0, 4 Аммиачные насосы 4 29 7, 5 Общее энергопотребление 1723 1160 0, Анализ приведенных данных позволяет сделать следующие выводы:

1. В реальных условиях работы компрессорные агрегаты нагружены на 60 % мощности от проектной, а охлаждающие и рассольные насосы ра ботают в режимах, близких к проектным.

2. Аммиачные насосы потребляют электроэнергии в 7 раз больше, чем по проекту, что объясняется их полной заменой по причине увеличе ния выпуска.

Одной из задач исследований является анализ режимов работы глав ного двигателя (ГД) РМБ 413-го проекта, включающий в себя общее вре мя работы ГД, а также время работы на малом (МХ), среднем (СХ) и пол ном (ПХ) ходах. Сравнивая данные испытаний ГД на всех ходах по расхо ду топлива в зависимости от числа оборотов с полученными средними ве личинами, можно с достаточной степенью точности оценить расходы топ лива на ГД. Оценивая полученные расходы в сравнении с нормативными, можно установить степень точности существующих нормативов.

На РМБ 413-го проекта в качестве главного двигателя используется ди зель типа 6ДКРН 74/160-2. Обработка статистической информации о средних числах оборотов двигателя составила: на полном ходу 105–102 об/мин, сред няя величина составила 104 об/мин;

на среднем ходу – 90–97 об/мин, средняя величина – 96 об/мин;

на малом ходу – 60–75 об/мин, средняя величина – 68 об/мин.

Полученные величины и результаты испытаний ГД по расходу топ лива в зависимости от числа оборотов были использованы для расчета ежемесячного расхода дизельного топлива на ГД. На одном из режимов он определялся (т/мес) как Вт = (В1·t1 + В2t2 + В3t3)·10-3, (6) где Bi – часовой расход топлива для i-го режима ГД, кг/ч;

ti – количество часов, отработанных двигателем на одном из режимов в течение месяца;

i = 1, 2, 3 – номера режимов работы ГД соответственно на МХ, СХ, ПХ.

Результаты расчета сравнивались с существующими нормативами расхода дизельного топлива. Для сравнения были использованы индиви дуальные нормы расхода дизельного топлива для РМБ «Василий Черны шев» за 1988 год и ранее существовавшие нормы (приложения № 4, приказа № 397МРХ от 02.03.87 г.).

Результаты вычислений сведены в табл. 2. Из этой таблицы видно, что реальный расход дизельного топлива составляет в среднем 58 % от нормативного, рассчитанного в зависимости от количества принятого сырца и 39 % от нормативного, который рассчитан из времени нахожде ния базы на промысле, переходах и стоянках. Таким образом, ни один из вышеперечисленных нормативов не соответствует реальным расходам ди зельного топлива (даже если учесть и расходы топлива на работу дизель генераторов).

Собранный материал помог внести корректировки в существующие нормативы. При этом сделано два предположения: первое – в режиме пе рехода ГД работает на полном ходу (считаем, что это 104 об/мин). Суточ ный расход дизельного топлива на ГД определяется как Вперех = 1,008·24 = 24,2-25 т/сут. (7) В данном случае режимом перехода считаем переход с одного рай она промысла в другой, переход из порта в район промысла и обратно.

Второе предположение: находясь в районе промысла, база совершает переходы внутри района промысла, двигаясь за добывающей флотилией, а также за перегрузчиком, танкером и т.д. В данном случае расходы топлива на ГД носят случайный характер. После статистической обработки отчетных данных получены суточные расходы дизельного топлива на ГД: в режиме пе рехода расход составляет 25 т/сут, в режиме работы на промысле – 3,0 т/сут.

Таблица Сравнение реальных расходов топлива с нормативными Год Янв. Февр. Март Апр. Май Июнь Июль Август Сент. Окт. Нояб. Декаб.

Реальн. 130,3 192,8 63,6 45,1 75,1 91,4 52, 1982 Норм. I 235,6 361,9 283,7 274,5 283,7 274,5 283, Норм. II 127,7 283,7 Реальн. 130,4 33,8 145,1 204 147,8 99,1 86,8 44,7 82,5 188,8 184, 1983 Норм. I 322,8 256,2 342,3 302 342,3 274,5 283,7 283,7 274,5 361,9 370, Норм. II 231,6 240,8 308,7 138,5 245,3 291,4 194,8 194,8 126 201,3 295, Реальн. 233,2 157,4 90,6 189,2 186, 1984 Норм. I 377,7 274,5 283,7 352,7 322, Норм. II 345,1 184,9 205 263,2 233, Реальн. 85,5 67,7 45,2 69,5 68,3 77,4 210,7 1985 Норм. I 283,7 256,2 283,7 274,5 283,7 372,3 283,3 283,7 274,5 283,7 372,3 283, Норм. II 224,9 218 369 282,5 272,9 266 207,7 134,4 172,7 107,8 274,2 132, Реальн. 177,8 61,2 52,7 50 152,8 5, 1986 Норм. I 283,7 256,2 283,7 274,5 315, Норм. II 243,7 231,6 305,1 217,1 278, Средн.

131,2 54,2 81 107,8 123 114,7 139,7 113,8 95 144,2 169 137, реальн.

Средн.

без учета 112,7 54,2 53,0 89,2 66,1 100,7 83,8 54,2 95 80,1 79,8 118, переходов Обобщая собранный материал и полученные данные, можно сделать следующие выводы:

1. За 43 месяца эксплуатации РМБ «В. Чернышев» на промысле его главный двигатель отработал всего 5823 ч, т.е. в среднем за год эксплуа тации двигатель находился в работе 970,5 ч (135 ч в месяц), что составляет 18,8 % от рабочего времени базы.

2. Распределение времени эксплуатации по режимам выглядело сле дующим образом: 39% рабочего времени двигатель работал на малом, 12,5% на среднем и 48,5% на полном ходах, т.е. только половину своего рабочего времени двигатель работал на полную мощность.

3. Максимальное время работы двигателя на промысле в месяц – 408 ч, минимальное – 6 ч.

4. Среднемесячный расход дизельного топлива на главный двигатель – 83,2 т/месяц, что составляет только 3% от расхода топлива на котельную установку.

5. Учитывая реальное время эксплуатации ГД, можно полагать, что для выработки полного ресурса двигателя понадобится более 120 лет при амортизационном сроке эксплуатации базы 25 лет.

Вышеизложенные факты, а также высокая стоимость дизеля, затраты на обслуживание и ремонт привели к выводу о несовершенстве самой кон цепции компоновки энергетической установки судов этого класса. Ком поновка СЭУ несколькими дизель-генераторами или турбогенераторами с отбором мощности через редуктор на винт дает более высокие экономиче ские и массогабаритные показатели по сравнению с существующей схе мой СЭУ.

Библиографический список 1. Модернизация тепловой схемы котельных установок рыбомучных баз 413-го проекта: отчет о НИР (заключительный) / Дальневосточный по литехнический институт (ДВПИ);

руководитель Ю.В. Якубовский – шифр темы № 85-83-2, № ГР 01830002983. – Владивосток, 1983.

2. Имитационная модель эксплуатации рыбообрабатывающего судна и повышения эффективности систем водообеспечения: Отчет о НИР / Дальневост. политехн. ин-т;

рук. Э.И. Антонов. – № 02890001350. – Вла дивосток, 1988.

УДК 629. П.П. Карпов, О.Э. Суров ПОВЕДЕНИЕ СУДНА НА НЕРЕГУЛЯРНОМ ВОЛНЕНИИ С УЧЕТОМ РАЗЛИЧНЫХ ФОРМ ЕГО КОРПУСА В статье освещены результаты исследования влияния формы корпу са на прочность (волновой изгибающий момент) и кинематические пара метры продольной качки. Эффект влияния формы корпуса был исследо ван на судах с различными коэффициентами общей полноты Cb, положе ний центра величины xc и центра тяжести площади ватерлинии xf. Для этих целей использовалась программа расчета продольной качки «MOTION», разработанная авторами статьи.

Авторы разработали компьютерную подпрограмму, позволяющую автоматически создавать различные формы корпуса судна при изменении параметров xc, xf и xg. Математические модели корпусов судов формиро вались при помощи аналитических зависимостей. Передача полученных ординат судовой поверхности в программный пакет MOTION происходит автоматически.

Двадцать различных по форме корпусов судов были получены для двух коэффициентов общей полноты Cb = 0,838 и 0,738. Главные размере ния и водоизмещение для этих судов оставались неизменными. Для них выполнялись расчёты продольной качки и волновые изгибающие момен ты при различных параметрах xc и xf. В расчётах скорости судов принима лись соответствующими числу Fr = 0,2, высота волны трёхпроцентной обеспеченности h3% принималась равной осадке судна. Расчёты выполня лись в нелинейной постановке задачи при движении судна вразрез к гене ральному направлению перемещения нерегулярных волн. Нерегулярное волнение сформировано на основе аналитических зависимостей, рекомен дованных Вторым Международным конгрессом прочности судов (Proceedings ISSС-II, Delft, 1964).

Обработка полученных результатов реакций судна на нерегулярное волнение моря – перемещения килевые и вертикальные, – а также волно вых изгибающих моментов в миделевом сечении проводилась с использо ванием статистических функций, а именно по стандартным отклонениям генеральной совокупности.

По результатам численных исследований предложены рекомендации для проектирования корпусов судов с учетом продольной качки и прочно сти на волнении.

Компьютерная программа «MOTION» позволяет рассчитывать про дольную (вертикальную – ВК и килевую – КК) качки и волновые изгибаю щие моменты (ВИМ) в линейной и нелинейной постановке на регулярном (синусоидальном и несинусоидальном) и нерегулярном волнении [1].

Для построения алгоритма расчета линейной качки в работе были приняты система координат и допущения, используемые в обычных гид родинамических расчетах. Расчет производится на основе решения из вестной системы уравнений продольной качки.

В результате расчета продольной качки и прочности корпуса судна на регулярном волнении получаем кинематические характеристики судна для восьми положений волнового профиля относительно судна, кривые заливаемости, ступенчатую кривую волновой нагрузки и эпюры перере зывающих сил и вертикальных изгибающих моментов (для случая на ти хой воде) – волновой и суммарный по длине судна.

Результаты расчета продольной качки и прочности судна при нерегу лярном волнении отображаются на экране монитора в виде амплитудно частотных и спектральных характеристик и стандартов выходных процессов.

Алгоритм расчета долговременного распределения характеристик качки и ВИМ учитывает разнообразие случаев загрузки, характеризуемых относительным продольным радиусом инерции масс, режимы волнения (высота волны, средний период и курсовой угол) и потерю скорости дви жения судна на волнении.

Кроме того, результаты расчета продольной качки и прочности суд на по полновероятностной схеме выводятся на экран монитора в виде дол говременного распределения изгибающих моментов, амплитуд и ускоре ний продольной качки.

При построении алгоритма расчета нелинейной продольной качки судна учитывалась криволинейность обводов корпуса и нелинейные эф фекты, обусловленные оголением днища и заливанием палубы. Линейные слагаемые корректируются в зависимости от текущих значений осадки на шпангоутах и соответствующих характеристик последних, а гидростати ческие силы определяются численным интегрированием по контуру.

Расчет нелинейной продольной качки производится численным ре шением системы дифференциальных уравнений второго порядка с ис пользованием метода Рунге-Кутта-Фельберга при автоматическом выборе шага интегрирования, обеспечивающего заданную погрешность. При этом максимальный шаг интегрирования задается.

При расчете продольной качки и волнового изгибающего момента в нелинейной постановке на экране монитора отображаются положения судна относительно волновой поверхности, кинематические характери стики продольной качки на миделевом сечении, носовом и кормовом пер пендикулярах, ступенчатая кривая волновых нагрузок и эпюры волновых перерезывающих сил и изгибающих моментов в каждый анализируемый момент времени.

Программа предусматривает возможность расчета поведения судна на волнении, отличающемся от синусоидального, в том числе на нерегулярном.

Для выполнения исследований была дополнительно разработана подпрограмма, позволяющая автоматически формировать различные формы корпуса судна с изменениями параметров xc и xf. Создание обводов корпуса судна начинается с определения главных размерений и коэффи циентов полноты. На начальной стадии обводы корпуса судна задаются в виде некоторой характерной поверхности для определенного типа судов.

На последующих стадиях работы полученная поверхность изменяется в соответствии с конструктивными и технологическими доработками кор пуса судна.

Изменения могут затрагивать основные контуры и размеры корпуса судна или носить локальный характер. Математические модели корпусов судов формируются аналитическими зависимостями [4]. Формирование теоретического чертежа завершается созданием поверхности корпуса суд на, которая в процессе последующих расчетов ПК и ВИМ не меняется.

Полученные обводы судна передаются в программный пакет MOTION в виде ординат судовой поверхности.

На рис. 1 приведен пример поверхности корпуса судна, полученного аналитически.

В результате было выявлено, что чем больше параметр (xf – xc)/L, тем больше получается полнота кормовой оконечности судна и чем мень ше параметр (xf – xc)/L, тем больше оказывается полнота носовой оконеч ности. Таким образом, данный параметр характеризует наличие бульбовой наделки или сигарообразной кормы [3].

Влияние характеристик формы корпуса на параметры ПК и ВИМ оценивалось по двум коэффициентам общей полноты Cb = 0,838 и 0, для двадцати различных форм корпусов судов. При этом главные разме рения и водоизмещение этих судов оставались неизменными, а параметры xc и xf варьировались.

Некоторые результаты расчетов приведены в табл. 1, 2 и на рис. 2.

По вертикальной оси на графиках показаны стандарты соответствующей реакции судна на нерегулярное морское волнение, по горизонтальной оси – значение (xf – xc)/L для носовой или кормовой оконечности.

а) Сb = 0. Сb = 0.738 -10 -5 0 5 -10 -5 0 5 б) -65 -60 -55 -50 -45 -40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 Рис. 1. Пример теоретической поверхности корпуса судна:

а – проекции корпусов;

б – диаметральный батокс, ватерлиния и линия верхней палубы Таблица Cb = 0.838 Носовая часть (xf – xc)/L -0.00118 -0.00059 -0.00005 0.00108 0.00132 0.00156 0.00212 0. КК, рад 0.0277 0.0254 0.0267 0.0274 0.0277 0.0269 0.0272 0. ВК, м 0.7824 0.7424 0.7666 0.7954 0.8047 0.7631 0.7816 0. ВИМ, тм 3431 3154 3191 3290 3361 3218 3181 Cb = 0.838 Кормовая часть (xf – xc)/L 0.04111 0.04267 0.04312 0.04423 0.04591 0.04653 0.04758 0. КК, рад 0.0270 0.0278 0.0266 0.0249 0.0272 0.0257 0.0287 0. ВК, м 0.7941 0.8208 0.7800 0.7260 0.7628 0.7499 0.8643 0. ВИМ, тм 3219 3234 3275 3014 3270 3221 3413 Таблица Cb = 0.738 Носовая часть (xf - xc)/L 0.00700 0.00900 0.01000 0.01100 0.01300 0.01550 0.01800 0. КК, рад 0.0301 0.0322 0.0326 0.0316 0.0345 0.0363 0.0302 0. ВК, м 0.8579 0.9136 0.8808 0.8879 0.9913 1.0764 0.8987 0. 2956 2959 2661 2739 2979 3031 3012 ВИМ, тм Cb = 0.738 Кормовая часть (xf - xc)/L 0.03500 0.03600 0.03700 0.03750 0.03900 0.04050 0.04200 0. КК, рад 0.0326 0.0320 0.0328 0.0332 0.0319 0.0354 0.0316 0. ВК, м 0.9344 0.9218 0.9444 0.9387 0.9040 1.0173 0.8903 0. 3048 3057 2796 2788 2945 2976 2991 ВИМ, тм 0, Стандарты амплитуд килевой качки, рад.

0, 0, 0, 0, 0, -0,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0, Cb Cb (xf-xc)/L 0,838 0, Носовая часть 0.838 0. Кормовая часть Стандарты амплитуд вертикальной 1, 1, качки, м 0, 0, 0, -0,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0, Cb Cb (x f-x c)/L 0,838 0, Носовая часть 0.838 0. Кормовая часть Стандарты амплитуд волновых изгибающих моментов, тм -0,01 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0, Cb Cb (xf-xc)/L 0,838 0, Носовая часть 0.838 0. Кормовая часть Рис. 2. Результаты расчетов стандартов реакций судна на морском волнении В работе также исследовалось поведение судна при нерегулярном волнении в нелинейной постановке задачи, что позволило установить влияние характеристик формы корпуса на параметры вертикальной и ки левой качки и волновых изгибающих моментов в случае такого волнения.


Результаты выполненных численных исследований позволяют сде лать следующие выводы [2]:

1. Для судна с полными обводами амплитуды продольной качки меньше, чем для судна с умеренной полнотой. Для волновых изгибающих моментов зависимости противоположные.

2. В носовой части корпуса при уменьшении параметра (xf – xc)/L амплитуды продольной качки уменьшаются, а волновой изгибающий мо мент несколько увеличивается. При увеличении параметра (xf – xc)/L зави симости противоположные.

3. При уменьшении параметра (xf – xc)/L амплитуды продольной качки в кормовой части корпуса увеличиваются, а волновой изгибающий момент несколько уменьшается. При увеличении параметра (xf – xc)/L ука занные зависимости принимают противоположные значения.

4. Изменение параметра xc для носовой и кормовой оконечностей корпуса влияет на качественную картину изменения амплитуд продольной качки и волновых изгибающих моментов одинаково.

5. Изменение параметра xf для носовой и кормовой оконечностей кор пуса на качественную картину изменения амплитуд продольной качки влия ет одинаково, но для волновых изгибающих моментов – противоположно.

Полученные в работе результаты требуют более углубленных иссле дований.

Библиографический список 1. Surov O.E., Karpov P.P. Research Form of the Hull on Longitudinal Motion and Wave Bending Moment // The 17th Asian-Pacific Technical Ex change and Advisory Meeting on Marine Structures. – Tainan, 2003.

2. Surov O.E., Karpov P.P. Behaviour of the vessel on irregular waves in view of various forms of the hull // The 21st Asian-Pacific Technical Exchange and Advisory Meeting on Marine Structures. – Yokohama, 2007.

3. Ногид Л.М. Проектирование морских судов. – М.: Судостроение 1976.

4. Карпов П.П. Аналитическое описание судовых обводов // Иссле дования по вопросам повышения эффективности судостроения и судоре монта. Вып. 46. – Владивосток: Изд-во ДВГТУ, 2006.

УДК 662.614.2.003.13:656.612(043) Ю.М. Коломеец ФИЗИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ МОДЕРНИЗИРОВАННОЙ СУДОВОЙ ТОПЛИВНОЙ СИСТЕМЫ В РЕЖИМЕ ПОДАЧИ ОБВОДНЁННОГО ТОПЛИВА Система подготовки и подачи водотопливной эмульсии судовой энергетической установки предназначена для обеспечения стабильных ав томатических пусков топливоиспользующих агрегатов на топливе с со держанием «подтоварной воды» до 30%. Применение данной системы на практике позволит пополнять дооборудованную расходную цистерну об воднённым топливом без какой-либо предварительной обработки. При этом будет обеспечена необходимая вероятность состоявшихся автомати ческих пусков топливоиспользующих агрегатов и повышена живучесть судовой энергетической установки в целом.

Дооборудование цистерны включает дополнительную буферную ём кость и приёмный (рециркуляционный) патрубок. Для получения зависи мостей и определения конструктивных параметров расходной цистерны в составе предложенной системы топливоподачи проведено математическое и физическое моделирование основного рабочего режима топливоподачи системы (топливосжигания котла).

Физическое моделирование проводилось на смонтированном в МГУ имени адм. Г.И. Невельского лабораторном стенде системы (рис. 1). Основ ная цель моделирования – исследование характера изменения влагосодер жания топлива перед форсункой на различных режимах работы системы.

Лабораторная установка позволяет моделировать рабочие режимы нескольких вариантов топливных систем, в т.ч. по схемам адаптации для топочных устройств типа Monarch и котлоагрегатов типа КАВ. Топливная система для автоматизированных котлоагрегатов КАВ 6,3/7 и КАВ 4/7 со вместно с системой утилизации «подтоварной» воды была также спроек тирована и испытана в рамках хоздоговорной работы по модернизации за водской котельной установки.

Эксперименты проводились на дизельном топливе при исходном об воднении 0–30% в виде отстоя и оседающих глобул воды. Модель была настроена на расход водотопливной эмульсии – 0,468 м3/ч. При влагосо держании смеси 30% расход топлива составил 287 кг/ч. Расчётный коэф фициент эжекции струйного смесителя u = 0,3.

Соблюдено гидравлическое подобие действующим системам. В ре зультате получены графики цикловых изменений ф и 7. На рис. 2, б пред ставлен график ф = (), полученный в результате испытания системы по первому варианту, при 30%-м исходном обводнении топлива.

hж hвг 2 1 14 15 10 ф 13 рэ мв рэ.вс рн рн.вс мв I, U М Рис. 1. Принципиальная схема лабораторного стенда топливной системы:

1 – расходная топливная цистерна;

2 – цистерна;

3 – дроссельный клапан «форсунка»;

4 – насос;

5 – буферная ёмкость;

6 – эжектор;

7 – приёмный трубопровод отстоенной воды;

8 – приёмный трубопровод «чистого» топлива;

9 – мановакуумметр;

10, 11 – рециркуляционный участок трубопровода;

12 – байпасный трубопровод;

13 – пробоотборный кран;

14, 15 – указательное стекло;

16 – гидрозатвор По экспериментальным данным внесены уточнения в расчётную про грамму, предназначенную для математического моделирования, на интер валах г и о (рис. 2, а). Суммарная погрешность определения составила менее 15%. Определены следующие основные показатели работы топлив ной системы: коэффициент понижения влагосодержания водотопливной смеси ф за время в предварительной циркуляции топлива – kп = 5,1 – 7,9;

влагосодержание водотопливной эмульсии в момент первоначальной по дачи в форсунку п = 0,01–0,08.

0, ф, отн. ед. о г в о расчётный цикл 0, уточнённый 0, расчётный цикл 0, 0, 0, а) 0, ф, отн. ед. о г в о 0, 0, 0, 0, 0,, -60 60 180 300 420 540 660 780 900 1020 1140 1260с б) Рис. 2. Изменение объёмного влагосодержания топлива перед форсункой за цикл работы топливной системы:

а – по результатам математического моделирования;

б – по результатам физического моделирования В результате моделирования установлено, что предложенная топ ливная система без дополнительной автоматизации обеспечивает выпол нение следующих функций:

- замещение расслоившейся ВТС в трубопроводах системы «чис тым» топливом за время предварительной циркуляции;

- «самозадержку» увеличения влагосодержания ВТС в течение пе риода 20–90 с после начала подачи топлива через форсунку;

- повышение влагосодержания смеси до заданного значения и даль нейшую её подачу на основном режиме работы системы.

При аппроксимации участков снижения ф в период в эксперимен тальных и расчётных графиков в обоих случаях получены экспоненциаль ные зависимости с близкими значениями постоянных коэффициентов (таблица). При сравнении результатов численного моделирования и лабо раторных экспериментов получен вывод об адекватности разработанной математической модели реальным процессам.

Таблица Результаты аппроксимации участков экспериментальных графиков Вариант Исходное Погрешность Аппроксимирующая включения обводнение аппроксимации, зависимость топлива Wp, % системы, s % ф(в) = 0,35e -0,06 + 0, для топ. 20 8, устройства ф(в) = 0,48e -0,054 + 0, 30 12, Monarch ф(в) = 0,69e -0,031 + 0, для топ. 20 9, устройства ф(в) = 0,71e -0,03 + 0, 30 11, котла КАВ В результате лабораторных испытаний было достигнуто минималь ное значение влагосодежания 1–8% в топливе перед форсункой в момент пуска. Согласно известным экспериментальным данным воспламенение эмульсий с обводнённостью порядка 10% не отличается от воспламенения чистого топлива.

УДК 543. Е.Н. Минаев, А.Н. Минаев, И.В. Беляев ЭЛЕКТРОДИФФУЗИОННЫЙ МЕТОД КОНТРОЛЯ КОНЦЕНТРАЦИИ РАСТВОРЕННОГО В ВОДЕ КИСЛОРОДА Методы определения концентрации молекулярного кислорода, рас творенного в водных растворах, применяются при контроле качества во доподготовки в теплоэнергетике и других областях техники, использую щих тепломассообменное оборудование, а также при экологическом мо ниторинге окружающей водной среды.

Наибольшее распространение получил электродиффузионный (элек трохимический) метод контроля, при котором через проточную электро химическую ячейку, заполненную исследуемым раствором, пропускают постоянный электрический ток. На катоде при этом происходит реакция электрохимического восстановления кислорода:

2 H 2 O + O2 + 4 e 4 O H (1) с его поглощением [1]. В глубине раствора подвод кислорода осуществля ется вынужденной конвекцией, в прикатодном диффузионном слое – диффузией. На поверхности катода концентрация кислорода меньше, чем в глубине раствора, поэтому возникает градиент концентрации по норма ли к катоду, и поток его равен jm:

С jm = D (2) x x = или приближенно C0 Ck jm = D, (3) где D – коэффициент диффузии;

– толщина диффузионного слоя;

C0 – концентрация кислорода в глубине жидкости;

Ck – концентрация его у по верхности катода. Если устанавливается такой ток, для поддержания ко торого требуется весь кислород приэлектродного слоя, то Ck = 0 и D jm = C0. (4) В этом случае возникает режим предельного диффузионного тока, электрический ток С I = nF D S (5) x x = или приближенно I = K C0, (6) где K = nFDS/ _ коэффициент;

n _ число электронов, участвующих в ре акции;

F – константа Фарадея;

S – площадь катода.

Измерив значение тока I, можно определить искомую концентра цию C0. Все вышесказанное относится к случаю стационарной диффузии, когда поток исследуемой жидкости стабилизирован, толщина диффузион ного слоя и предельный диффузионный ток постоянны.


Основные затруднения в применении метода связаны с необходимо стью обеспечить постоянство коэффициента пропорциональности K в фор муле (6). При рассмотрении диффузионного слоя нужно отметить, что он является частью гидродинамического пограничного слоя g [2,3], причем D 1, ( ) g где v – кинематический коэффициент вязкости.

Гидродинамический слой зависит от расстояния между рассматри ваемой точкой электрода и точкой набегания потока жидкости x, а также от скорости в ядре потока 0:

x.

g = Следовательно, коэффициент пропорциональности 1 2 K = nF D x S.

3 2 Величины, входящие в коэффициент, зависят от колебаний темпера туры, давления, состава раствора, степени шероховатости поверхности, скорости потока жидкости и т.д. Следовательно, коэффициент пропор циональности также может изменяться, а это приведет к неоднозначности в определении концентрации кислорода. Для обеспечения постоянства данного коэффициента используют технически сложные кислородомеры с газопередающей системой, а рабочую поверхность катода покрывают специальной пленкой. При этом возникают свои технические проблемы, раскрытые в работе [4].

Этих затруднений можно избежать, если рассматривать процесс не стационарной диффузии, когда жидкость внутри датчика неподвижна, а перенос кислорода осуществляется диффузией не только в диффузионном пограничном слое, но и во всем объеме. При этом само понятие диффузи онного слоя вряд ли применимо, скорее можно говорить о диффузионном фронте, постепенно распространяющемся в глубь раствора. Поскольку процесс нестационарен, предельный диффузионный ток I изменяется во времени. Сущность предполагаемого подхода заключается в том, чтобы сформулировать краевую задачу нестационарной диффузии и, решая ее, найти теоретический вид зависимости тока от времени, причем искомая концентрация кислорода С0 будет являться параметром этой зависимости.

Далее проводят измерения и, сравнивая экспериментальную зависимость с теоретической, находят С0.

На начальном этапе толщина объема, вовлеченного в процесс диф фузии, мала, диффузионный фронт медленно распространяется от катода к аноду. Для постановки математической задачи важно знать: при каких условиях нужно считать анод расположенным на бесконечном расстоянии от катода? Ответ на этот вопрос зависит от того, на какое расстояние рас пространится диффузионный фронт за выбранный промежуток времени t*.

Из соображений удобства проведения измерений выберем промежуток времени между началом диффузии (подачей напряжения на электроды) и началом измерений t* = 100 с. Если за это время процесс диффузии рас пространится на расстояние много меньшее, чем расстояние до анода, то анод следует считать расположенным на бесконечности. Так как коэффи циент диффузии имеет размерность (мм2/с), его можно представить в виде [D ] = [l ] / [t ], 2 где l* – характерный размер. При 250 С коэффициент диффузии кислорода в воде равен 2,6 10 3 мм2/с [5], тогда l* = 0,5 мм. Если расстояние сущест венно больше, то координата x, направленная по нормали от катода в глу бину раствора, изменяется в интервале 0 x.

Обычно в кислородомерах напряжение на электроды подается по тенциостатическим способом так, чтобы напряжение не изменялось, как не изменялось бы внутреннее электрическое сопротивление электрохими ческой ячейки. Кроме того, величина подаваемого напряжения должна сра зу же после включения обеспечить режим предельного диффузионного то ка. Тогда весь подводимый кислород без остатка расходуется в реакции (1), поэтому его концентрация на катоде, где х = 0, равна нулю в любой мо мент времени:

C ( x,t ) = 0, x = 0, t 0. (7) При математической постановке задачи соотношение (7) играет роль граничного условия. Кроме того, выполняется начальное условие C ( x,t ) =C 0, t = 0, 0 x, (8) которое означает, что в момент включения и до него кислород равномерно распределен по объему с исходной концентрацией С0.

Рассмотрим плоский протяженный катод, расположенный на значи тельном удалении от анода. Тогда дифференциальное уравнение неста ционарной диффузии имеет вид С 2С =D 2, 0 x, t 0. (9) t x Решение этого уравнения с учетом условий (7), (8) принимает вид [6]:

M d;

C( x, t ) = M = x /(2 Dt ).

C e (10) 0 Используя формулу для расчета предельного диффузионного тока (5), найдем 1 nF S I = a a=, ( D C0 ).

где (11) t I a = tg Рис.1. Зависимость тока от времени Если по оси абсцисс откладывать 1 / t, то получим прямую, прохо дящую через начало координат (рис.1). Измеряя данную зависимость и подставляя экспериментально полученное значение a в формулу (11), най дем C0:

C0 = a. (12) nF S D Существенным недостатком рассмотренной ячейки и расчетной схе мы (7)–(9) является необходимость использования значения коэффициен та диффузии, а оно, как правило, точно не известно.

Рассмотрим катод в виде сферы радиусом R, анод по-прежнему бу дем считать расположенным на бесконечности. Краевая задача в этом случае имеет вид:

C 2 C 2 C t = D ( r 2 + r r ) R r, t 0, (13) (14) C ( r, t ) = 0, r = R, t 0, C ( r, t ) = C, (15) t = 0, R r.

Учтем, что уравнение (13) эквивалентно уравнению [r C ] 2 [r C ], =D (16) t r решая которое методом интегрального преобразования Лапласа [6], получим R 2 M e d, M = (r R) /(2 Dt ).

C (r, t ) = C0 C0 (17) r Вычислим зависимость предельного диффузионного тока от времени по формуле (5):

I = a + b, (18) t где коэффициенты a и b соответственно равны:

nF S nF S a= ( D C0 ), b = ( DC0 ). (19) R I a = tg b 1/ t Рис.2. Зависимость тока от времени для сферического датчика В отличие от предыдущего случая, график этой зависимости пересе кает ось ординат не в нулевой точке, а в точке b (рис. 2). Измеряя зависи мость, определяя экспериментальные значения a и b и подставляя их в формулы (19), вычислим сразу в одном эксперименте коэффициент диф фузии кислорода и концентрацию С0:

a С0 = ( );

(20) nF RS b R2 b D= ( ). (21) a Одним из недостатков расчетной схемы (13)–(15) является медлен ное (по закону 1 / t ) изменение тока во времени. Для удобства использо вания метода на практике время измерений не должно превышать не скольких минут: чем быстрее изменяется ток, тем точнее определяется С0.

Еще один недостаток связан с тем, что раствор в электрохимическом дат чике занимает больший объем, и вследствие некоторых трудно контроли руемых причин, таких как случайные вибрации, колебания температуры в разных точках объема и т.д., могут возникать локальные конвективные потоки жидкости, нарушающие процесс диффузии.

Рассмотрим датчик, состоящий из катодной и анодной полостей, за полненных жидкостью. Катодная полость представляет собой цилиндр с малой высотой (порядка 1 мм) и основаниями радиусом несколько санти метров. Одним из оснований является металлический катод, другое – вы полнено из инертного материала, например из органического стекла. Этот материал не поглощает и не выделяет кислорода, кроме того, он является электроизолятором. В центре основания из оргстекла расположено малое отверстие диаметром порядка 1 мм. Электроды замыкаются по внутренне му участку цепи через измерительную схему, по внешнему – через элек тропроводный раствор в анодной, катодной полостях и через раствор внут ри этого малого отверстия. Полость анода может иметь любую форму при условии, что площадь его должна быть много больше площади катода. Это условие позволяет пренебречь электрическим сопротивлением в приэлек тродном слое анода по сравнению с катодом. В катодной полости на грани це инертного материала и жидкости выполняется граничное условие С ( x, t ) = 0, x = l, t 0, (22) x которое означает, что инертный материал не выделяет и не поглощает ки слорода. Запишем краевую задачу для катодной полости:

С 2С (23) t = D x 2, 0 x l, t 0, С ( x, t ) = 0, (24) x = 0, t 0, С ( x, t ) (25) = 0, x = l, t 0, x С ( x, t ) = С0, t = 0, 0 x l.

(26) Решая такую краевую задачу методом разделения переменных [6], найдем зависимость концентрации от координаты по времени:

(2k + 1) D(2k + 1) 2 4C0 C ( x, t ) = x)exp sin( t. (27) k =0 (2k + 1) 4l 2l Вычислим производную на катоде (х = 0):

D(2k + 1) 2 С (0, t ) 2C exp = t, (28) x 4l l k =0 и оценим скорость сходимости этого ряда при l = 1 мм;

D = 2,6 10–9м2/с и t = 100 с. Расчет показывает, что второй член ряда составляет 0,6% от пер вого, остальные члены ряда – пренебрежительно малые величины. При увеличении времени скорость сходимости только увеличивается. Таким образом, можно ограничиться только первым членом ряда. Используем формулу (5), рассчитаем зависимость предельного диффузионного тока от времени (учтено, что n = 4):

D 2.

8F D S C I = exp 2 t (29) l 4l В полулогарифмических координатах она имеет вид прямой (рис. 3) ln I = b at, (30) где константы a и b определяются по формулам:

D a= 2 ;

4l 8 F DC 0 S. (31) b = ln( ) l ln I a = tg b t Рис.3. Зависимость тока в катодной полости от времени Измерив участок данной зависимости, находим в эксперименте а и b, подставляем их в формулы (31), находим концентрацию кислорода и ко эффициент диффузии.

Сравнение расчетной схемы (23)–(26) со схемой (13)–(15) (сфериче ский катод) показывает более высокую скорость изменения тока Ia, а это повышает точность определения концентрации кислорода. Кроме того, поперечный размер катодной полости l равен величине порядка 1 мм, а при таком размере начинают сказываться силы поверхностного натяже ния, поэтому возникновение локальных конвективных потоков жидкости менее вероятно.

При практическом использовании данного метода нет необходимо сти измерять весь участок зависимости (рис. 3). Достаточно измерить Ia при двух значениях времени и подставить их в выражение (29):

D 8F D S C I,1 = exp 2 t1 ;

l 4l I = 8 F D S C 0 exp D t.

,2 l 4l Разрешая данную систему относительно неизвестных D и C0, получим 4l 2 ln( I,1 / I, 2 ) D= 2 ;

(32) t 2 I, t C0 =. (33) 32 FS l ln( I,1 / I, 2 ) I, При выводе данных формул (32) и предположили t2 = 2t1.

Таким образом, предложенный метод заключается в следующем:

1) потенциостатически подают в катодную полость напряжение, при котором ток принимает предельное значение;

2) через промежутки времени t1 и t2 = 2t1 после включения измери тельной схемы определяют ток Ia,1 и Ia,2;

3) подставив измеренные значения тока в формулу (33), находят концентрацию C0.

Библиографический список 1. Скорчеллетти В.В. Теоретическая электрохимия. – Л.: Химия, 1974.

2. Левич В.Г. Физико-химическая гидродинамика. – М.: Изд-во АН СССР, 1958.

3. Рейшахрит Л.С. Электрохимические методы анализа. – Л.: Изд-во Ленингр. ун-та, 1970.

4. Альперин В.В. Современные электрохимические методы и аппара тура для анализа газов в жидкостях и газовых смесях. – М.: Химия, 1975.

5. Физические величины: Справ. / Под ред. И.С. Григорьева, Е.В. Ме лихова. – М.: Энергоатомиздат, 1991.

6. Лыков А.В. Теория теплопроводности. – М.: Высш. шк.,1967.

УДК 621. К.А. Молоков РАСЧЕТ РЕСУРСА ФЕРРИТНО-ПЕРЛИТНЫХ СТАЛЕЙ И ДИАГРАММЫ ГУДМАНА ПРИ РАЗНЫХ БАЗАХ Современное состояние решения проблемы определения долговеч ности конструкций характеризуется интегральным подходом к оценке па раметров выносливости. Большой вклад в области долговечности и моде лирования ресурса сварных конструкций широко освещен в работах ис следователей и теоретиков [1, 2, 4, 5, 6, 7].

В работе [5] впервые появляется достаточно адекватная и физически обоснованная модель развития трещины, учитывающая связь микро- и макро-критериев разрушения, позволяющая проследить кинетику развития макротрещины и определить ресурс первой и второй стадии ферритно перлитной стали. В использовании расчетной методики определения ре сурса, описанной в этой работе, является трудоемкость реализации вычис лительного процесса и алгоритма, что зачастую приводит к дополнитель ным погрешностям расчетов, а применение зависимостей, справедливых в неполном диапазоне характеристик усталости, не позволяет рассчитывать ресурс в малоцикловой области выносливости. Тем не менее в работе [8, 9] сделана удачная попытка распространить метод расчета предела выносли вости многоцикловой усталости на малоцикловую, что позволило полу чить диаграммы предельных амплитуд (диаграммы Гудмана) для всего класса ферритно-перлитных сталей полностью расчетным путем по спра вочным характеристикам стали.

Построение диаграммы предельных амплитуд напряжений основано на том, что для конкретного среднего значения нагрузки т и амплитуды напряжения а существует только одно напряжение, равное а и пределу выносливости материала fr, при котором материал выдерживает количе ство циклов установленной базы, равной 2 108 циклов. Если предполо жить, что при конкретном т существует также только одно значение на пряжения амплитуды, равное амплитуде а, но на отличающейся базе от установленной = а = const fr, при т = const, (1) то возможно построение кривых предельных амплитуд напряжений для других значений базы.

В широком диапазоне изменения напряжений и количества циклов кривая усталости может быть аппроксимирована модифицированным уравнением Бастейнера [1] – fr = k/(N + N0), (2) где – действующее переменное напряжение симметричного цикла (ам плитуда симметричного цикла);

fr – предел выносливости материала;

N – количество циклов до предельного состояния;

k – коэффициент, являю щийся характеристикой материала;

N0 – оставшееся количество циклов до предельного состояния. Из граничного условия, что при = в количество циклов N = 0, из (2) получаем N0 = k/(в – fr), (3) где в – условный предел прочности.

Подставляя полученное выражение (3) в (2), получаем равенство N ( в fr ) + k k N+ =, (4) в fr в fr записав которое относительно N, получаем выражение к расчету количест ва циклов для любого состояния материала через коэффициент материала:

k ( в ) N=. (5) ( fr )( в fr ) В соответствии с гипотезой Генри [3] доказано, что кривые устало сти для исходного и любого актуального состояния развития усталостного разрушения подобны и не меняют своего характера одна относительно другой, а также имеют постоянный коэффициент пропорциональности k.

Тогда для первого и второго этапов усталостного разрушения, характери зующихся пределом выносливости неповрежденного 0 и пределом вы fr носливости поврежденного материала с минимальной длиной макротре щины frL, можно записать:

k1 ( в ) N1 = ;

(6) ( fr )( в fr ) 0 k 2 ( в ) N2 =, (7) ( frL )( в frL ) где frL – предел выносливости материала с длиной трещины, равной ми нимальной длине макротрещины, и при коэффициенте асимметрии, рав ном r;

N1 – предельное количество циклов до образования макротрещины;

N2 – предельное количество циклов после образования макротрещины до полного разрушения.

Избавляясь от коэффициентов материала k1 и k2 и взяв их отношение через выражения (6) и (7) в силу их постоянства отношения в пределах одного материала, что показано в работе [3] на основе известного соотно шения Генри k1 k 2 = 0 frL, можно записать модифицированное урав fr нение Бастейнера [5], показывающее постоянство отношения N1 / N2 в пре делах одного значения коэффициента асимметрии, нагрузки и марки ста ли, в виде N 1 fr ( frL )( в frL ) =, (8) N 2 frL ( 0 )( в 0 ) fr fr где значение с позиции физической сущности может изменяться в пре делах в 0.

fr Обозначив правую часть выражения (8) через некий коэффициент К–1, его можно записать в сжатом виде:

N2 = KN1. (9) Предположим, что общий ресурс N = N1 + N2 (10) материала известен и равен базовому значению циклов 2 108 при извест ных характеристиках нагрузки, тогда из совместности выражений (8) или (9) и (10) получаем систему уравнений, искомыми величинами которой будут являться N1 и N2:

N N1 = ;

K (11) N = N1 + N 2, а ее решение будет иметь следующий простой вид:

N N2 = K ;

1+ K N = N. (12) 1 1+ K Схематично построение диаграммы предельных амплитуд напряже ний для разных базовых значений и расчет предельных амплитуд напря жений при различных средних напряжениях представлены на рис. 1. Из расчетной кривой для базы 2 108 с использованием (12) и (8) или форму лы N1i = N – N2i получим все значения количества циклов первой стадии – N10, N11, N12, … N1i и соответствующие им второй стадии – N20, N21, N22, … N2i.

Рассмотрим точку со значением максимального напряжения = а = –1, а также с использованием формулы приведения любого несимметричного цикла к симметричному [5]:

i = ( 1 / fri ) i, (13) где i, fri – амплитуда симметричного приведенного цикла и предел вы носливости при коэффициенте асимметрии r для i-й точки соответственно;

–1 – предел выносливости материала при симметричном цикле;

i – ам плитуда несимметричного цикла с коэффициентом асимметрии r.

m 0 = m 0 = 0;

a 0 = в = = a r0 = 1;

a r0 = N = 0;

N = N = N /(1 + K ) = a = в N 20 = NK 0 /(1 + K 0 ) ri = ( mi ai ) /( mi + ai ), [7] 1 N 2 108 N1i = N /(1 + K i ) N = 2 108 N = NK /(1 + K ) i i 2i r1 ;

N 11 ;

N mi+1 = в a1 ai +1 = a N 2 108 ri +1 = N = 1i + N 2i +1 = ai 0 в m m m2 r2 ;

N12 ;

N mi mi +1 = в Рис.1. Схематизация построения диаграммы Гудмана для различных баз испытаний: заштрихованы актуальные базы Определяем постоянные коэффициенты материала k1 и k2 через ко личество циклов первой и второй стадии, используя (6) и (7) соответст венно. В частном случае для нулевой точки, когда r = –1 (рис. 1), имеем:

( 0 1 )( в 0 1 ) f f k1 = N 1 ;

(14) ( в ) ( f 1L )( в f 1L ) k2 = N 2, (15) ( в ) а посредством изменения амплитуды симметричного цикла, оставляя k и k2 постоянными значениями в пределах одного материала, рассчитываем количество циклов первой и второй стадий и строим кривые Веллера.

Аналогичным образом строятся кривые Веллера для точек с коэффициен том асимметрии r –1, если использовать зависимость приведения к сим метричному циклу (13). Построение такого множества кривых Веллера для нагрузки с разными значениями коэффициента асимметрии позволяет получить диаграммы предельных амплитуд напряжений для любых за данных баз (рис. 1), но наиболее актуальными являются базы со значени ем N 2 108, актуальная область на рисунке заштрихована.

При применении граничных условий физической сущности материала N = 0, если = в, при r = –1;

(16) N 2 108, если 1 ;

(17) а 0, если т в, (18) где условие (16) вытекает из зависимости (5), а (17) – из (5) при, стре мящемся сверху, можно не использовать формулу приведения к симмет ричному циклу для расчета всех предельных амплитуд диаграммы пре дельных амплитуд напряжений. Последнее граничное условие реализуется методом последовательного приближения [8, 9], с помощью которого подбирается коэффициент гипотез на длину трещины, которая еще не влияет на предел выносливости, через известный предел выносливости с r = –1 для любой базы.

Рассматривая зависимость предела выносливости как предельную ам плитуду симметричного цикла относительно среднего напряжения, можно рассчитать все предельные амплитуды. По результатам работ [4, 5] имеем 0, fr = fc l +1 + fc, K thr (19) где fc = 0,70,2 для r = –1. (20) В выражении (20) fc – циклический предел текучести, МПа;

0,2 – временный предел текучести материала, МПа;

l – длина трещины, м;

Kthr – коэффициент интенсивности напряжений для асимметрии цикла r = –1;

– коэффициент Пуассона. Если определять Kthr через формулу эффективно го порогового коэффициента интенсивности напряжений [8, 9], получаем m = K th 0 e K th 0, m +1 (21) R MCe D 2 m 0,2 0, где Kth0 – коэффициент интенсивности напряжений для отнулевого цикла:

m + 4d стр R MCe D 2m K th 0 = 0, 2 ;



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |
 





 
© 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.