CC BY
157
УДК 629.12.037.4.004.6.
ББК 39.455.86-045-082.04
В. А. Мамонтов, А. И. Миронов, Ч. А. Кужахметов, А. А. Халявкин
АНАЛИЗ ИЗНОСОВ КАПРОЛОНОВЫХ ВТУЛОК ДЕЙДВУДНЫХ ПОДШИПНИКОВ ГРЕБНОГО ВАЛА
V. A. Mamontov, A. I. Mironov, Ch. A. Kuzhakhmetov, A. A. Khalyavkin
WEAR ANALYSIS OF POLYCAPROLACTAM BUSHINGS OF DEADWOOD BEARINGS OF THE PROPELLER SHAFT
Исследуются износы капролоновых вкладышей дейдвудных подшипников, снятых с судов во время их ремонта. Измерены износы 12 втулок. Результаты измерений износов обрабатываются по методу наименьших квадратов. Получены аналитические зависимости величины износов по длине втулок. Отмечается, что характер износов не может быть объяснён только с позиций статического нагружения.
Ключевые слова: износ, дейдвудные подшипники, метод наименьших квадратов.
Wears of polycaprolactam shells of deadwood bearings, taken from vessels during their repair, are investigated in the paper. Wears of 12 bushings are measured. The results of these wear measurements are processed by means of the least-squares method. Analytical dependences of wears value on the length of the bushings are received. It is marked out that the wear pattern can not be explained only in terms of static loading.
Key words: wear, deadwood bearing, least-squares method.
Валопровод любого судна является одним из важнейших судовых устройств, т. к. он обеспечивает передачу крутящего момента от двигателя к гребному винту. Нарушение устойчивой работы валопровода не только лишает судно хода, но и может привести к гибели судна. В связи с этим к надёжной работе валопровода при различных условиях эксплуатации судов предъявляют особые требования.
Надёжная работа валопровода при эксплуатации определяется в конечном счёте надёжной работой его подшипников.
Наиболее уязвимый участок валопровода - гребной вал с дейдвудным устройством. Дейдвудные подшипники, являясь опорами концевого (гребного) вала, работают в условиях значительных знакопеременных нагрузок, обусловленных вращающимися массами гребного вала и винта, дополнительными реакциями от расцентровок вала, механической и гидродинамической неуравновешенностью гребного винта и т. д.
В настоящее время распространено мнение, что износ вкладышей дейдвудных подшипников в существенно большей степени увеличивает напряжение в сечениях вала по сравнению с износом подшипников промежуточных валов. Дело в том, что:
1. Вследствие отсутствия качественных уплотнений, в дейдвудных подшипниках, из-за экологических норм на загрязнение морей и океанов, вместо хорошо себя зарекомендовавших по величинам износов подшипников с баббитовыми вкладышами и масляной смазкой используются вкладыши из бакаута, ДСП, резины и др.; использование вкладышей из вышеназванных материалов привело, во-первых, к увеличению длины дейдвудных подшипников за счет снижения предельных удельных нагрузок на материал вкладышей (табл. 1 [1]), а во-вторых, к существенному увеличению износа вкладышей дейдвудных подшипников (табл. 2 [2]).
Таблица 1
Предельные значения удельных нагрузок на вкладыши дейдвудных подшипников
Антифрикционный материал подшипников Предельные нагрузки, МПа
Баббит 1,00
Резинометаллические планки по ГОСТ 7199-77 0,34
Капролон по РД 5.9250-76 0,50
Другие неметаллические материалы по РД 5.9250-76 0,25
Таблица 2
Средняя скорость изнашивания дейдвудных подшипников
Антифрикционный материал подшипников Износ за 1 000 часов ходового времени, мм
Баббит 0,002
Бакаут 0,22
Резина 0,15
ДСП 0,22
2. Смещения опор промежуточных валов за счет износа подшипников относительно друг друга весьма невелики (1 000 часов ходового времени ~ 1,5 месяца непрерывной работы), и, как следствие, дополнительный изгиб промежуточных валов также незначителен.
Мнение о том, что именно большой износ вкладышей дейдвудных подшипников существенно увеличивает напряженно-деформированное состояние гребного вала, основано на так называемых номограммах допускаемых износов трущихся подшипниковых пар дейдвудного устройства [1 и др.]. Однако при построении и анализе этих номограмм реальные дейдвудные подшипники заменяются некоторыми условными точечными опорами и не учитывается тот факт, что износ подшипников реально происходит не так, как мы предполагаем, а по некоторым объективным законам. Например, износ подшипников подчиняется первому закону термодинамики, согласно которому любая изолированная система стремится занять положение с минимумом потенциальной энергии [3]. Применительно к валопроводу это означает, что износ подшипников должен происходить так, чтобы его дополнительный изгиб был минимальным.
Моделирование процесса изнашивания вкладышей дейдвудных подшипников и анализ влияния износов на прочность валов при статическом нагружении [3-5 и др.] показало справедливость этого утверждения, т. е. влияние износов вкладышей дейдвудных подшипников на прочность не столь существенно, как считалось ранее. Но это не значит, что и при динамическом нагружении будет получен аналогичный результат. Износ подшипников увеличивает длину отрыва гребного вала от подшипника в процессе колебаний и тем самым влияет на процесс колебания вала, что, в свою очередь, сказывается на характере изнашивания [6].
На рис. 1 показаны характерные виды износа втулок кормового дейдвудного подшипника. Износ, изображенный на рис. 1, а, объясняется изгибом гребного вала под действием большой массы гребного винта и отрыва вала вследствие изгиба от дейдвудного подшипника со стороны носовой части.
а б
Рис. 1. Области изнашивания кормового дейдвудного подшипника [7]: а - односторонний износ; б - двусторонний износ
Однако износ подшипника, изображенный на рис. 1, б, не может быть объяснен с позиций статического изгиба гребного вала, но может быть объяснен колебаниями вала под действием переменных нагрузок (рис. 2).
2
Рис. 2. Изгиб гребного вала в процессе колебаний: 1 - дейдвудные подшипники; 2 - гребной вал
Характер износов вкладышей и статические исследования прочности валов [8] показывают, что для более точной оценки работоспособности валопровода необходимо учитывать реальную длину дейдвудных подшипников. Замена при построении расчетных схем длинных дейдвудных подшипников точечными опорами может привести к ошибочным выводам.
С целью учета влияния износов дейдвудных втулок при статическом и динамическом исследованиях работоспособности валопровода были выполнены измерения величин износов капролоновых втулок дейдвудных подшипников и произведен анализ закона распределения износов по длине втулок.
Были измерены 12 втулок различных типоразмеров (рис. 3, а), снятые с судов во время их ремонта. Величина износа I определялась как разность между толщиной втулки по номиналу t и толщиной изношенной втулки t1, т. е.
1=t - ^.
Для измерения толщины изношенных втулок ^ по длине втулки и ее окружности было просверлено по 6-8 отверстий (рис. 3, б).
б
Рис. 3. Исследуемая изношенная капролоновая втулка: а - капролоновая втулка-вкладыш;
В, Вп, Ь - номинальные размеры по чертежу; 1, 2, 3... - положения точек, в которых измерялись износы; б - втулка с просверленными отверстиями для измерения толщины стенки
Для повышения точности измерения в каждой точке производились несколько раз. В табл. 3 приведены средние значения износов одной из втулок, в табл. 4 - средние значения износов всех втулок-вкладышей по длине, соответствующие линии точки 1 на рис. 3.
Таблица 3
Средние износы капролоновой втулки-вкладыша кормового дейдвудного подшипника
(втулка № 3 в табл. 4)
№ точки по окружности № точки по длине втулки
1 2 3 4 5 6 7 8
1 2,08 1,89 1,83 1,83 1,89 2,11 2,59 3,32
6 1,71 1,41 1,29 1,11 1,12 1,2 1,39 1,7
2 2,2 1,9 1,8 1,8 1,8 2 2,5 3,3
5 1,89 1,71 1,62 1,58 1,6 1,81 2,18 2,7
3 2 1,82 1,68 1,59 1,59 1,68 2,01 2,61
4 1,98 1,51 1,29 1,28 1,42 1,6 1,81 2,32
Таблица 4
Распределение износов, соответствующих точке 1 на рис. 3, а, вдоль втулки
№ Ь, мм Б, мм Бп, мм Номер точки по длине втулки А
1 2 3 4 5 6 7 8 п = 2 п = 3 п = 4
1 220 110 80,7 2 2 1,9 2 2 2,2 2,6 2,8 0,07 0,049 1,562
2 220 110 80,7 2,2 2,12 2,11 2,09 2,18 2,42 2,7 3,08 0,022 0,008 0,5735
3 220 110 80,7 2,08 1,89 1,83 1,83 1,89 2,11 2,59 3,32 0,062 0,008 0,031
4 220 110 80,7 0,51 0,61 0,71 1,02 1,48 2,11 2,81 3,5 0,07 0,0542 0,515
5 220 105 75,7 0,52 0,41 0,38 0,38 0,42 0,58 0,8 1,42 0,0673 0,289 0,043
6 290 110 80,7 2,71 2,6 2,48 2,38 2,42 2,6 3,22 4,18 0,159 0,688 1,334
7 290 110 80,7 0,54 0,6 0,71 0,98 1,22 1,34 1,77 2,1 0,023 0,012 0,45
8 350 135 100 1,85 1,37 1,07 0,84 0,77 0,73 0,77 0,83 0,0341 0,0165 0,0798
9 317 132 100 0,3 0,35 0,51 0,61 0,73 1,12 1,92 2,62 0,193 0,382 1,76
10 460 198 148 0,79 0,79 0,88 0,96 1,19 1,4 1,89 2,59 0,344 0,148 1,064
11 350 135 100,9 0,3 0,35 0,4 0,5 0,73 1,12 1,92 2,74 0,093 0,047 0,504
12 465 289 241,3 0,43 0,48 0,57 0,87 1,44 2,15 3,04 3,94 0,0416 1,841 0,163
Результаты измерений обрабатывались по методу наименьших квадратов. С целью определения вида аналитической функции у, описывающей износ втулки по длине, данные табл. 3 представлены на рис. 4 в виде графиков, которые показывают, что функция у может быть принята в виде степенного ряда п-го порядка:
п
у = X а'х’ . (1)
і=0
Рис. 4. Распределение износов втулки по её длине и по окружности (по данным табл. 3). Номер кривой соответствует номеру точки
На рис. 5 в качестве примера приведены графики аппроксимирующей функции у при различных значениях п и действительное распределение износов по длине для втулки № 3 в табл. 4. Аналогичные результаты получены и для других втулок.
Рис. 5. Распределение износов втулок дейдвудных подшипников по длине втулки: 1 - измеренные значения; 2, 3, 4 - по выражению (1) (соответственно п = 2, 3, 4)
Результаты, представленные на рис. 5, показывают неплохое совпадение значений действительных износов и значений, полученных по выражению (1). Наилучшее значение п можно получить из условия минимума суммы квадратов отклонений А экспериментальных значений износов /эксп от аппроксимирующей кривой 1аппр, т. е. из условия минимума выражения
Величина п варьировалась от п = 2 до п = 4. Из табл. 4 видно, что однозначно определить п для всех втулок не удалось, поэтому для дальнейших исследований может быть рекомендовано значение п = 4. При иных значениях п решение может быть получено как частный случай.
Выводы
1. Результаты измерений износов капролоновых втулок-вкладышей дейдвудных подшипников, снятых с судов во время их ремонта, показывают, что износ втулок имеет место не только по нижней части втулки, но и по всей её поверхности.
2. Распределение износов по длине втулки может быть аппроксимировано степенным рядом п-го порядка; при этом п имеет значение, изменяющееся от 2 до 4.
3. Если износ боковых поверхностей втулок (точки 3 и 4 на рис. 3, а) можно объяснить боковой качкой судна, то износ верхней части втулок может иметь место только либо в процессе обкатывания вала по поверхности втулки с проскальзыванием, либо поперечными и крутильными колебаниями.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Комаров В. В., Курылёв А. С. Валопроводы рыбопромысловых судов. Ч. 1. - Астрахань: Изд-во АГТУ, 1997. - 164 с.
2. Румб В. К. Основы проектирования и расчета судового валопровода. - СПб.: Изд. центр СПб МТУ, 1996. - 106 с.
3. Миронов А. И. Влияние изнашивания дейдвудных подшипников на параметры центровки валопроводов судов // Тр. VII Междунар. конф. «Образование, экология, экономика, информатика» серии «Нелинейный мир», 15-20 сент. 2003 г., Астрахань. - Астрахань: Изд-во ИПЦ «Факел», 2004. - С. 194-198.
4. Миронов А. И. Моделирование процесса изнашивания дейдвудных подшипников // Триботехника на водном транспорте (Транстрибо-2001): тр. 1 Междунар. симпоз. по транспортной триботехнике, 2-7 июля 2001 г., С.-Петербург. - СПб.: Изд-во СПбТУ, 2001. - С. 64.
5. Бахарева В. Е., Рубин М. Б. Подшипники в судовой технике. - Л.: Судостроение, 1987. - 342 с.
6. Денисова Л. М., Миронов А. И. Исследование поперечных колебаний гребных валов // Вестн. Астра-хан. гос. техн. ун-та. - 2005. - № 2 (25). - С. 98-103.
7. Лысенков П. М., Пряхин О. М., Рубин М. Б. Пути повышения технологичности дейдвудных устройств крупнотоннажных судов // Судостроение. - 1980. - № 9. - С. 34-38.
8. Миронов А. И. Совершенствование расчетной схемы валопроводов судов // Вестн. Астрахан. гос. техн. ун-та. Сер.: Морская техника и технология. - 2011. - № 1. - С. 127-131.
Статья поступила в редакцию 1.02.2012
ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ
Мамонтов Виктор Андреевич - Астраханский государственный технический университет; канд. техн. наук, доцент; зав. кафедрой «Технология металлов»; sopromat112@mail.ru.
Mamontov Victor Andreevich - Astrakhan State Technical University; Candidate of Technical Science, Assistant Professor; Head of the Department "Metal Technology"; sopromat112@mail.ru.
Миронов Альфред Иванович - Астраханский государственный технический университет; канд. техн. наук, доцент; доцент кафедры «Теоретическая и прикладная механика»; sopromat112@mail.ru.
Mironov Alfred Ivanovich - Astrakhan State Technical University; Candidate of Technical Science, Assistant Professor; Assistant Professor of the Department 'Theoretical and Applied Mechanics"; sopro-mat112@mail.ru.
Кужахметов Чингиз Асанович - Астраханский государственный технический университет; студент, специальность «Судовые энергетические установки»; kuzhakhmetov@gmail.com.
Kuzhakhmetov Chingiz Asanovich - Astrakhan State Technical University; Student, Specialty "Ship Electric Power Installations"; kuzhakhmetov@gmail.com.
Халявкин Алексей Александрович - Астраханский государственный технический университет; аспирант кафедры «Технология металлов»; sopromat112@mail.ru.
Khalyavkin Alexey Aleksandrovich - Astrakhan State Technical University; Postgraduate Student of the Department "Metal Technology"; sopromat112@mail.ru.
