CC BY-NC
14
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-4-390-53-66 УДК 629.5.035:620.193.16
Е.О. Горбаченко, Ю.Н. Цветков
ГУМРФ им. адм. С.О. Макарова, Санкт-Петербург, Россия
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИЗМЕРЕНИЯ ШЕРОХОВАТОСТИ ПОВЕРХНОСТИ ДЛЯ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ МАТЕРИАЛОВ ГРЕБНЫХ ВИНТОВ ПРИ КАВИТАЦИОННОМ ИЗНАШИВАНИИ
Объект и цель научной работы. Объектом исследования является кавитационное изнашивание. Цель исследования - прогнозирование инкубационного периода гребных винтов и их материалов в условиях кавитацион-ного воздействия.
Материалы и методы. Эксперименты проводили на ультразвуковом магнитострикционном вибраторе УЗДН-2Т в пресной воде на образцах, изготовленных из сталей 25Л, 08Х14НДЛ и 08Х15Н4ДМЛ и бронз БрА9Ж4Н4Л и БрА7Мц14Ж3Н2ЦЛ. Кавитационный износ оценивали периодическим взвешиванием образцов на аналитических весах, а неровности изнашиваемой поверхности - измерением среднего арифметического отклонения профиля с помощью профилометра MarSurf PS1. Измерения неровностей поверхности очагов износа на судовых движителях, изготовленных из алюминиевой бронзы - четырехлопастном винте диаметром 2765 мм водоизмещающего судна и пятило-пастном винте диаметром 710 мм судна на подводных крыльях - осуществляли соответственно с использованием глубиномера на основе индикатора часового типа и прибора измерения шероховатости MarSurf PS1. Основные результаты. Показано, что в течение инкубационного периода среднее арифметическое отклонение профиля Ra изменяется как линейная функция от времени, при этом значение Ra, соответствующее окончанию инкубационного периода, является величиной постоянной и не зависящей от интенсивности кавитационного воздействия при изнашивании на одной и той же установке или одном и том же оборудовании. Предложены способы определения значения Ra, соответствующего окончанию инкубационного периода, на гребных винтах в эксплуатации. Заключение. Разработана универсальная экспресс-методика, позволяющая прогнозировать продолжительность инкубационного периода как винтовых сплавов при испытаниях на кавитационный износ в лабораторных условиях, так и лопастей винтов, подвергающихся кавитационному изнашиванию в эксплуатации. Методика основана на измерении параметра Ra профиля поверхности. Она дает возможность существенно снизить трудоемкость испытаний сплавов на кавита-ционную износостойкость и может быть полезна для оценки межремонтных периодов гребных винтов в эксплуатации. Ключевые слова: кавитационное изнашивание, инкубационный период изнашивания, гребной винт, сплавы для гребных винтов, магнитострикционный вибратор, неровности поверхности, среднее арифметическое отклонение профиля. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-4-390-53-66 UDC 629.5.035:620.193.16
Ye. Gorbachenko, Yu. Tsvetkov
Admiral Makarov State University of Maritime and Inland Shipping, St. Petersburg, Russia
CAVITATION WEAR PREDICTION OF PROPELLER MATERIALS BASED ON SURFACE ROUGHNESS MEASUREMENT DATA
Object and purpose of research. This paper studies cavitation wear of propeller materials to predict its incubation period.
Для цитирования: Горбаченко Е.О., Цветков Ю.Н. Использование результатов измерения шероховатости поверхности для прогнозирования долговечности материалов гребных винтов при кавитационном изнашивании. Труды Крыловского государственного научного центра. 2019; 4(390): 53-66.
For citations: Gorbachenko Ye., Tsvetkov Yu. Cavitation wear prediction of propeller materials based on surface roughness measurement data. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2019; 4(390): 53-66 (in Russian).
Materials and methods. The experiments were performed with ultrasonic magnetostrictive vibrator UZDN-2Т in fresh water. Test samples were made of 25L, 08Kh14NDL and 08Kh15N4DML steels and BrА9Zh4N4L and BrА7MTs14Zh3N2TsL bronzes. Cavitation wear was estimated through regular weight checks of the samples by means of analytical scales, and irregularities of wear-exposed surface were identified by means of measuring mean arithmetic deviation of profile with MarSurf PS1 profile meter. Surface irregularities of worn areas on Al-bronze marine propellers (2765-mm four-blade propeller of a displacement ship and 710-mm five-blade propeller of a hydrofoil) were measured by means of dial-type depth gauge and MarSurf PS1 roughness meter respectively.
Main results. This paper shows that mean arithmetic deviation of profile, Ra, during the incubation period is a linear time function, and Ra value corresponding to the end of the incubation period is a constant that does not depend on the intensity of cavitation for one and the same installation or one and the same equipment. The paper also suggests the methods for determination of Ra corresponding to the end of the incubation period for in-service propellers.
Conclusion. The paper suggests a universal fast-track prediction procedure for incubation period predictions for both laboratory samples of alloys and final products (i.e. propeller blades) exposed to in-service cavitation wear. The procedure based on the changes in Ra value of surface profile makes it possible to considerably reduce the man-hours required for cavitation resistance tests of alloys and could also be helpful in the assessment of maintenance periods for in-service propellers. Keywords: cavitation wear, incubation period, propeller, propeller alloys, magnetorestrictive vibrator, surface irregularities, mean arithmetic deviation of profile. Authors declare lack of the possible conflicts of interests.
Объект и цель исследования
Object and purpose of research
Эксплуатация судовых конструкций и оборудования в потоке жидкости нередко сопровождается кавитацией - образованием парогазовых каверн (пузырей) в точках потока, где давление опускается ниже давления насыщенных паров. При изменении условий обтекания давление в потоке может резко увеличиться, что приведет к схлопыванию кавита-ционной каверны: паровая полость «мгновенно» заполняется жидкостью. При этом в зависимости от характера схлопывания каверны оно может сопровождаться образованием ударных волн или высокоскоростных струй и, как следствие, кавитационным изнашиванием - разрушением поверхности при схлопывании вблизи нее кавитационных каверн. Кавитационное изнашивание - распространенное явление на водном транспорте. Лопасти гребных винтов (ГВ) [1], обечайки их направляющих наса-
док [2], втулки и блоки цилиндров высокооборотных судовых дизелей [3] - типичные элементы составляющих судовой энергетической установки, подвергающиеся кавитационному воздействию.
Очаги кавитационного износа, особенно когда они возникают на деталях из коррозионностойких сплавов, имеют выраженный локальный характер и губчатую рваную поверхность. Площадь очагов сравнительно невелика, но, поскольку кавитаци-онному изнашиванию подвержены ответственные детали судового оборудования, в большинстве случаев проводится их ремонт с целью устранения износа. Особенно актуально вышесказанное для лопастей ГВ.
В случае движителей водоизмещающих судов кавитационному изнашиванию, как правило, подвержены концевые сечения лопастей (рис. 1а), а на ГВ быстроходных судов, в частности судов на подводных крыльях (СПК), кавитационный износ возникает в районах корневых сечений лопастей
а)
б)
11-^ \оо
: 3 мм
■ 0,9R "^0,8R
"" 0,6R "0,5R ' 0,4R
23 мм
Рис. 1. Схема расположения очагов кавитационного износа на лопастях гребных винтов теплохода «Ариес» (а) и судна на подводных крыльях «Метеор» (б)
Fig. 1. Cavitation-scathed areas on propellers of a) Aries motor ship and b) Meteor hydrofoil vessel
h
(рис. 1б). Причем на винтах СПК очаги износа очень часто появляются и на ступице.
Опыт эксплуатации показывает, что на бронзовых ГВ СПК очаги кавитационного износа возникают после каждой навигации, а на морских транспортных судах кавитационному изнашиванию подвержены движители каждого четвертого судна [4]. Основная причина высокой эрозионной способности кавитации судовых движителей заключается в ее нестационарном характере [1]: кавитационная каверна возникает взрывным образом на лопастях в определенном их положении, а затем схлопывается при повороте лопасти в другое положение. Нестационарный характер кавитации объясняется тем, что ГВ работают в неравномерном поле скоростей. Однако если неравномерность поля скоростей в диске ГВ водоизмещающих судов обусловлена неравномерностью попутного потока - движитель расположен за корпусом судна, - то причина неравномерности потока, набегающего на движители СПК, кроется в том, что ГВ этих судов работают в косом потоке из-за наклона линии судового валопровода. Этим вызвано и различие в районах возникновения очагов износа: в случае водоизмещающих судов максимальная неравномерность попутного потока, а именно аксиальной его составляющей, в течение оборота ГВ имеет место в районе концевых сечений лопастей, а в случае СПК максимальная неравномерность потока, вызванная появлением у него тангенциальной составляющей из-за скоса вала, соответствует корневым сечениям лопастей ГВ.
В большинстве случаев решить проблему кави-тационного изнашивания ГВ конструктивными мероприятиями невозможно. На взгляд авторов, основной путь ее решения - материаловедческий, в рамках которого требуется не только создание кавитационностойких материалов, но и достоверная оценка (прогнозирование) поведения при кавитаци-онном воздействии как самих материалов при испытании их на лабораторных установках, так и лопастей ГВ, изготовленных из этих материалов, в условиях эксплуатации. Традиционно кавитаци-онную износостойкость оценивают или по потерям массы за определенный промежуток времени (в случае испытания материалов в лабораторных условиях на установках, воспроизводящих кавита-ционное воздействие), или по глубине и площади очагов износа (в случае обследования натурных ГВ). Однако такие оценки не всегда являются эффективными с практической точки зрения, т.к. на практике изношенные при кавитации районы лопастей подвергают ремонту сразу при их обнаруже-
нии, не дожидаясь, когда глубина очага достигнет определенных значений, принимая во внимание продолжительность времени до следующей постановки судна в док. Поэтому большую практическую ценность имеет определение продолжительности начального (инкубационного) периода кави-тационного изнашивания, т.е. периода, когда потери массы материала практически отсутствуют. С научной точки зрения продолжительность инкубационного периода является наиболее емкой характеристикой кавитационной износостойкости металлических материалов, определяющей кинетику последующих потерь массы, а с практической - служит основой для оценки межремонтных периодов ГВ, поэтому оценке и прогнозированию инкубационного периода следует уделять основное внимание. Вместе с тем традиционная методика определения инкубационного периода требует построения кинетической кривой изнашивания - зависимости износа от времени кавитационного воздействия, - а затем экстраполяции касательной к участку максимальной скорости изнашивания до пересечения с осью времени: точка пересечения покажет значение условной продолжительности инкубационного периода [5, 6]. Но, во-первых, такая методика требует знания информации, в большинстве случаев недоступной, когда речь идет о натурных ГВ, а при испытании материалов ГВ в лаборатории - больших затрат времени. Во-вторых, значение инкубационного периода, получаемого таким образом, является условным, т.к. момент окончания этого периода, определяемый по точке пересечения, не отражает смену механизмов или кинетики изнашивания, а положение этой точки во многом зависит от формы кривой «износ - время» и от влияния других факторов, например электрохимической коррозии и др.
Цель работы - разработка универсальной экспресс-методики, позволяющей прогнозировать продолжительность инкубационного периода материалов, применяемых для изготовления ГВ, при испытаниях на кавитационный износ в лабораторных условиях, а также лопастей ГВ, подвергающихся кавитационному изнашиванию в эксплуатации.
Обоснование методов исследования
Justification of research methods
В течение инкубационного периода кавитационно-го изнашивания происходит упрочнение (наклеп) поверхности металла вследствие пластического ее деформирования под действием ударных волн
и струй, образующихся при схлопывании кавитаци-онной каверны [7, 8]. Пластические деформации накапливаются до полного исчерпания пластичности металла, после чего начинается отделение частиц износа. В течение кавитационного воздействия происходит постоянное изменение профиля поверхности, которое может быть оценено по изменению какого-либо геометрического параметра профиля. Однако механизмы изменения профиля различаются на разных стадиях изнашивания: если в пределах инкубационного периода увеличение неровностей поверхности происходит за счет образования на ней вмятин и их взаимного перекрытия, то когда начинается отделение частиц износа, характер неровностей и кинетика их увеличения определяются механизмом разрушения поверхности. Значит, на зависимостях геометрических параметров профиля от времени кавитационного воздействия должны появиться характерные точки -переломы и (или) разрывы, - по которым можно оценить окончание инкубационного периода.
В качестве такого геометрического параметра, на первый взгляд, логично использовать длину профиля оцениваемой поверхности. Предположим (рис. 2а), что длина профиля исходной поверхности на участке, который впоследствии оказывается подверженным кавитационному воздействию, равна Ь0 (на рис. 2а исходный профиль условно представлен в виде прямой линии). После начала кави-тационного воздействия на поверхности постепен-
а) Исходный профиль поверхности
в зоне будущего очага износа
/у/
б)
Пластически __ Кавитационное воздействие п , деформированный ^ " Профиль
Рис. 2. Схема профиля поверхности
до кавитационного воздействия (а) и после
кавитационного воздействия в пределах
инкубационного периода (б)
Fig. 2. Surface profile a) before and b) after cavitation
exposure during the incubation period
но формируется тонкий пластически деформированный слой, соответственно увеличиваются неровности поверхности и длина первоначального профиля исследуемого участка поверхности (рис. 26). В пределах инкубационного периода потерями массы материала с поверхности можно пренебречь, а значит, увеличение длины профиля обусловлено главным образом пластической деформацией, и увеличение длины профиля может служить оценкой средней деформации поверхности при ка-витационном воздействии. Допустим, что к г-му моменту времени в пределах инкубационного периода длина профиля поверхности в очаге кави-тационного воздействия достигнет значения Ьг (рис. 26). Средние (по площади рассматриваемого участка) деформации ^ и ег соответственно в окружном и радиальном направлениях в плоскости поверхности можно определить как
et = er = ln
L
Lo
(1)
где Ь0 - длина исходного профиля; Ьг - длина профиля, образующегося к г-му моменту времени в пределах инкубационного периода.
С учетом выражения (1) и того факта, что при пластической деформации изменения объема металла не происходит [9], среднюю интенсивность деформаций поверхностных слоев к г-му моменту в пределах инкубационного периода можно определить по формуле
■ 2ef = 2er = 2lnL-
L
(2)
Эксперименты показали, что между приращением АЬ длины профиля и средним арифметическим отклонением профиля Яа существует степенная зависимость
AL = kRrn
(3)
где АЬ = Ьг - Ь0, а значения коэффициента к и показателя степени п зависят от материала и режима кавитационного воздействия.
Тогда, принимая во внимание, что АЬ << Ь0, выражение (2) можно преобразовать следующим образом:
кПп
а (4)
e = 2ln
L
Lo
„AL „. ■ 2-= 2-
Lo
Lo
Если принять, что для момента времени, соответствующего окончанию инкубационного периода,
в = еинк, а Яа = (Яа)инк, то из выражения (4) последнюю величину можно выразить следующим образом:
( Ra )инк = П Аеи
(5)
где постоянная A = 0,5Z0 /k.
Разрушение поверхности при кавитационном изнашивании носит квазистатический характер: от цикла к циклу происходит суммирование пластических деформаций до достижения предельного значения, т.е. значения, которое бы получилось в случае статического нагружения металла при схеме напряженного состояния, такой же, какая реализуется при кавитационном воздействии [4]. Многочисленные экспериментальные данные показывают, что при изнашивании в одних условиях, например при испытании на одной и той же лабораторной установке, варьирование интенсивности кавитаци-онного воздействия в широком диапазоне не приводит к смене схемы напряженного состояния поверхности, а скорость изнашивания изменяется за счет изменения соотношения числа ударных воздействий, вызывающих пластическую деформацию поверхности, к общему числу ударов. Это значит, что значение интенсивности деформации, соответствующей окончанию инкубационного периода, является величиной постоянной, т.е. не зависящей от интенсивности кавитационного воздействия, а поэтому согласно (5) можно записать, что
(Я«)инк = const. (6)
То есть моменту окончания инкубационного периода в условиях разной интенсивности кави-тационного воздействия должно соответствовать одинаковое значение высотного параметра шероховатости Ra.
Значит, для достижения поставленной цели необходимо, прежде всего, уметь определять значение высоты неровностей поверхности, соответствующее окончанию инкубационного периода, с тем, чтобы использовать это значение в процедуре прогнозирования. При этом, отрабатывая методику измерения высоты неровностей профиля, следует принимать во внимание размер струй, образующихся при схлопывании кавитационной каверны. Поясним последнее на следующем примере.
Схлопывание кавитационных каверн вблизи поверхности твердых тел не симметрично; в этом случае ударное воздействие струй, образующихся при смыкании кавитационной каверны на поверхности твердого тела, является, по всей видимости, основной причиной кавитационных разрушений [10]. Можно представить, что при ударах струй
Рис. 3. Схема деформации поверхностного слоя при ударе струй жидкости, образующихся при смыкании кавитационных каверн, и изменения длины профиля поверхности
Fig. 3. Surface straining due to the jets induced by the collapse of cavitation bubbles, and changes in surface profile length
происходит образование вмятин с вытесненным по периферии вмятин металлом (рис. 3).
Уподобим деформацию поверхности при ударе струй жидкости внедрению в поверхность жесткого шарового индентора и сравним два случая деформации одного и того же сплава струями диаметров Di и D2, причем Di > D2 (рис. 3). Очевидно, что если di /Di = d2 /D2, где di и d2 - диаметры отпечатков, образовавшихся при внедрении струй диаметрами Di и D2 соответственно, то в отпечатках будет одинаковое напряженно-деформированное состояние [12]. Тем не менее, при одинаковых напряжениях и деформациях в отпечатках глубина внедрения струи большего диаметра и высота гребня, образующегося вокруг вмятины, больше, чем в случае внедрения струи меньшего диаметра, а значит
hi > h2,
где h1 и h2 - высоты неровностей, образующихся при внедрении струй диаметром D1 и D2 соответственно, и
ôi > 02,
где ôi и ô2 - глубины пластически деформированной зоны под отпечатком диаметром di и диаметром d2 соответственно.
Таким образом, с увеличением размера струй, образующихся при схлопывании кавитационной каверны, будет увеличиваться и высота неровностей, образующихся на поверхности к концу инкубационного периода, а также будут увеличиваться размеры отделяющихся продуктов изнашивания
и высота неровностей в очаге износа. Это подтверждалось и результатами испытаний масштабной серии моделей ГВ [1], т.е. при прочих равных условиях размер кавитационной зоны, возникающей на лопастях при работе ГВ, увеличивается с ростом размера ГВ, а поэтому увеличивается и размер струй, образующихся при схлопывании кавитаци-онной каверны, которые ударяют по поверхности. Значит, с увеличением размера ГВ возрастает высота неровностей в очаге кавитационного разрушения. Поэтому, если для небольших ГВ с целью измерения высоты неровностей можно использовать обычные приборы для измерения шероховатости с пределом измерений, равным нескольким десяткам микрометров, то для крупных движителей будет недостаточно диапазона измерений, обеспечиваемого промышленно выпускаемыми приборами измерения шероховатости с опорным датчиком. Соответственно, необходимо отработать методику оценки высоты неровностей, соответствующей окончанию инкубационного периода кавитацион-ного изнашивания ГВ.
Сложность решения вышеупомянутой задачи в том, что детальный осмотр движителя морского судна можно произвести только во время его доко-вания, т.е. не чаще одного раза в 2-3 года, тогда как для оценки высоты неровностей, соответствующей окончанию инкубационного периода, надо располагать зависимостью высоты неровностей от продолжительности кавитационного воздействия. Вместе с тем анализ районов кавитационного воздействия на лопастях натурных ГВ позволяет разбить эти районы на три зоны. Две из них расположены непосредственно в очаге кавитационного разрушения (рис. 4): зона В - зона наклепа - находится между контурами аЬсё и а'Ь'с'ё', а зона С - зона отделив-
Б
Индикатор д
часового типа
Б
Щуп
Зона отделившегося
шегося материала - в пределах контура a'b'c'd'. Вокруг очага расположена примыкающая к нему третья зона А, где участки исходной поверхности чередуются с расположенными случайным образом неперекрывающимися вмятинами от ударов струй, образующихся при схлопывании кавитационной каверны. Очаг кавитационного износа формируется на участке, энергия кавитационного воздействия на который превышает значение энергии, вызывающей пластическую деформацию поверхности. Продолжительность инкубационного периода является непрерывной однозначной функцией энергии кави-тационного воздействия на поверхность лопасти. В свою очередь, энергия кавитационного воздействия является непрерывной функцией координаты x точки очага (за начало координат можно принять условный центр очага). Значит, и продолжительность инкубационного периода в определенной точке очага эрозии является непрерывной функцией координаты точки. Поэтому в очаге при движении от его центра можно найти точку, состояние поверхности в которой в момент осмотра ГВ соответствует окончанию инкубационного периода. Эта точка находится на границе между зоной наклепа и зоной отделения материала (точки а' и с' на рис. 4).
Таким образом, применительно к ГВ задача сводится к определению высоты неровностей в районе точек a' и c' (рис. 4).
Материалы и экспериментальное оборудование
Materials and test equipment
Исследования осуществляли в два этапа. В рамках первого этапа проводили эксперименты в лаборатории в условиях вибрационной кавитации на магни-
Зона наклёпа
c c x
--Условный центр очага износа
Рис. 4. Схема очага кавитационного износа и проведения измерений на поверхности лопасти с помощью глубиномера
Fig. 4. Layout of cavitation-scathed areas and depth measurements on propeller blade surface
тострикционном вибраторе (МСВ) УЗДН-2Т [4]. Испытанию подлежали пять сплавов, используемых для изготовления ГВ, а именно три стали (25Л, 08Х14НДЛ и 08Х15Н4ДМЛ) и две алюминиевые бронзы (БрА9Ж4Н4Л и БрА7Мц14Ж3Н2ЦЛ). Образцы в форме цилиндров диаметром около 17 мм и высотой 8-10 мм вырезали из ГВ, бывших в эксплуатации. Торцевые поверхности, подлежащие испытанию, шлифовали на шкурках разной зернистости, а затем полировали на сукне с добавкой пасты ГОИ. Испытания проводили в пресной воде (ее температура поддерживалась в диапазоне 20 ± 3 °С) при частоте колебаний торца концентратора МСВ, равной примерно 22 кГц. Расстояние между торцом концентратора и поверхностью образца устанавливали равным 0,5 мм. Интенсивность кавитационного воздействия варьировали изменением амплитуды колебаний торца концентратора от 10 до 28 мкм.
В процессе испытаний образцы периодически взвешивали, после чего проводили измерения профиля поверхности. Взвешивание осуществляли на аналитических весах ВЛР-200 с дискретностью показаний 0,05 мг. По потерям массы AM строили зависимость AM(t) износа от времени t кавитацион-ного воздействия.
Диаметр микроструй, образующихся при схло-пывании кавитационной каверны при испытании на МСВ, в среднем составляет несколько десятков микрометров, и высота неровностей изношенной поверхности укладывается в диапазон измерений, обеспечиваемый современными приборами опорного типа для измерения шероховатости. Поэтому для измерения профиля поверхности использовали прибор для измерения шероховатости MarSurf PS1 с опорным датчиком [13]. Базовую длину устанавливали равной 0,8 мм, а длину оценки - пяти базовым длинам, т.е. 4,0 мм. Регистрировали три высотных параметра по ИСО 4287-1997: среднее арифметическое отклонение оцениваемого профиля Ra, максимальную высоту профиля Rz и общую высоту профиля Rmax [13]. По результатам измерений строили зависимости высотных параметров от продолжительности кавитационного воздействия: Ra(t), Rz(t) и Rmax(t). Затем проводили сопоставительный анализ зависимостей износа и высотных параметров шероховатости от времени.
Второй этап исследований проводили на двух натурных ГВ разных размеров. Первый ГВ - четы-рехлопастной винт регулируемого шага (ВРШ) диаметром 2765 мм теплохода «Ариес». Лопасти ВРШ были отлиты в ФРГ из марганцово-
алюминиевой бронзы (А1 - 8,2 %; Мп - 8,8 %; Бе -3,3 %; N1 - 1,8 %; Си - основа). Второй винт -пятилопастной ГВ фиксированного шага диаметром 710 мм СПК «Метеор», отлитый из бронзы БрА9Ж4Н4Л. Винт СПК был выбран исключительно для отработки методики измерения, т. к. в момент проведения исследований в распоряжении авторов не оказалось винта малого диаметра от во-доизмещающего судна. На ГВ СПК «Метеор» очаги износа возникают в корнях лопастей после каждой навигации и подлежат безусловному устранению, т. е. необходимость прогнозирования инкубационного периода кавитационного изнашивания движителей СПК отсутствует.
Для измерений профиля изношенной поверхности ГВ теплохода «Ариес» использовали глубиномер на базе индикатора часового типа с ценой деления 0,01 мм (рис. 4). Для этого вдоль очага по обе его стороны укладывали направляющие - прутки круглого сечения, которые крепились к лопасти с использованием автомобильного пластилина (рис. 4). Гибкость направляющих позволяла им «повторять» номинальный профиль поверхности, так что просвет между направляющими и поверхностью лопасти отсутствовал. Измерения неровностей в районе очага износа были проведены на двух лопастях при пошаговом перемещении глубиномера по направляющим вдоль линии 0х (рис. 4), при этом на каждом г-м шаге осуществляли перемещение глубиномера перпендикулярно линии 0х с измерением глубины профиля в 15-20 точках. По положению стрелки индикаторной головки фиксировали условную глубину очага, т.е. значение глубины без учета поправки на нуль. Для каждой г-й точки (шага) на оси 0х вычисляли среднее значение условной глубины
1 п
(Лср)г = ~Т,кгк ,
пк =1
где п - число измерений глубины профиля на г-м шаге, равное 15-20, при движении измерительной головки перпендикулярно оси 0х; Ик - условная глубина очага в к-й точке на г-м шаге.
Среднее арифметическое отклонение профиля на г-м шаге при измерениях вычислялось следующим образом:
1 п I I
(Яа )г =-£\кгк - Исрг [
пк =1 '
На СПК «Метеор» малый размер винта и малый радиус (ближе к корню лопасти), на котором появляются очаги износа, говорит о том, что размер
возникающей на лопастях кавитационнои каверны должен быть сравнительно небольшим, а значит, сравнительно небольшими должны быть и размеры образующихся при схлопывании кавитационной каверны струй жидкости, ударяющих по поверхности. Визуальный осмотр очагов износа на ГВ СПК показал, что между зонами наклепа и отделившегося материала имеется четкая граница. Из-за сравнительно малого диаметра ударяющих струй и капель зона наклепа имеет светлый вид, как после зачистки грубой абразивной шкуркой, и шероховатая на ощупь. Зона отделившегося материала имеет темный вид и выраженный рельеф, глубина очага в этой зоне составляет несколько миллиметров. Измерения высоты неровностей проводили в пределах зоны наклепа в направлении 0x на разных расстояниях от границы с зоной отделившегося материала. Для измерений использовали прибор для измерения шероховатости MarSurf PS1 и реги-
стрировали параметр Ra. Значение Ra, соответствующее окончанию инкубационного периода, определяли экстраполяцией графика Ra(x) до значения x, соответствующего границе между зонами, т.е. точкам а' или с' (рис. 4).
Анализ результатов
Results Analysis
На рис. 5 в качестве примера приведены результаты испытания бронзы БрА7Мц15Н3Ж2ЦЛ на МСВ при амплитуде колебаний торца концентратора 15 мкм. Для наглядности кинетическая кривая износа AM(t) расположена над зависимостью Ra(t).
Как видно, график Ra(t) представляет собой ломаную линию. Точки перелома делят зависимость Ra(t) и, соответственно, процесс изнашивания на три зоны, обозначенные римскими цифрами I, II и III. Зона I - инкубационный период;
AM,-, мг
Ra,
мкм
мкм 40
30 -
20 -
10
-"max?
мкм -
60 50 40 30 20 10
Рис. 5. Изменение износа и высотных параметров шероховатости поверхности образцов из бронзы БрА7Мц15Н3Ж2ЦЛ при испытании на магнитострикционном вибраторе при амплитуде колебаний торца концентратора, равной 15 мкм
Fig. 5. Changes in wear and height of roughness elements on the samples made of bronze BrA7MTs14Zh3N2TsL during magnetorestrictive vibration tests at the amplitude of concentrator end oscillations equal to 15 |jm
а) б)
Рис. 6. Зависимости износа и параметра шероховатости сталей 08Х15Н4ДМЛ (а) и 08Х14НДЛ (б) от продолжительности кавитационного воздействия на магнитострикционном вибраторе при амплитуде колебаний торца концентратора, равной 15 (а) и 28 (б) мкм
Fig. 6. Wear and roughness parameters of steels 08Kh15N4DML (a) and 08Kh14NDL (b) versus cavitation duration, as recorded during magnetorestrictive vibration tests at the amplitude of concentrator end oscillations equal to 15 (a) and 28 (б) |jm
здесь ведущий механизм образования неровностей поверхности - пластическая деформация при ударах струй, возникающих при схлопывании кавита-ционной каверны; происходит образование лунок с выдавленным по периферии металлом и их взаимное перекрытие. В зоне II ведущим механизмом образования неровностей является отделение продуктов изнашивания: на поверхности чередуются участки с отделившимся в виде частиц износа материалом с наклепанными участками, с которых отделение материала еще не началось. В зоне III практически со всей поверхности очага износа произошло отделение материала; эта зона характеризуется равновесием между процессом пластического деформирования поверхности и процессом отделения частиц износа.
Дальнейший анализ показал нецелесообразность использования параметров Я2 и Ятах: для зависимостей Я() и Ятах(0 характерен больший разброс точек (рис. 5), что подтверждает известный факт более высокой стабильности значений Яа, т.к. параметр Яа в отличие от Я2 и Ятах вычисляется по большому количеству точек профиля, достигающему нескольких тысяч [13]. И если характер зависимости К() в целом аналогичен характеру зависимости Яа(£), то на графике Ятах(/), как видно из рис. 4, разброс точек в ряде случаев не позволяет выделить характерные участки. Поэтому было принято решение в дальнейшем использовать для характеристики профиля только параметр Яа. Отмеченные особенности зависимости Ка(() подтвердились при испытании бронз и сталей (рис. 6).
Из рис. 5 и 6 видно, что продолжительность инкубационного периода /инк2, определенная по первой точке перелома на графиках Яа(^, близка по значению продолжительности /инк1, определенной по зависимости ДМ(/) с построением касательной к участку максимальной скорости изнашивания и экстраполяцией ее до пересечения с осью абсцисс. Однако преимущество определения продолжительности инкубационного периода по точке перелома на графике Яа((), отделяющей зону I от зоны II, в том, что такая оценка лишена условности и имеет четкий физический смысл: инкубационный период заканчивается, когда в образовании неровностей поверхности процесс отделения частиц износа начинает преобладать над процессом пластического деформирования.
С переходом от зоны I к зоне II, а затем к зоне III разброс точек на графиках Яа(/) возрастает, что вызвано увеличением числа случайных факторов, влияющих на формирование неровностей, когда начинается процесс отделения частиц износа.
Дальнейшие эксперименты показали, что при изменении интенсивности кавитационного воздействия значение параметра Яа, соответствующее окончанию инкубационного периода - обозначим его (Яа)инк - остается постоянным. Например, на графиках Яа(0, полученных при испытании стали 25Л на МСВ при разных амплитудах колебаний торца концентратора, видно, что точки перелома, указывающие на окончание инкубационного периода, соответствуют одинаковому значе-
Ra,
мкм
10 H 8 6 -4 -2 -
16 t,4
Рис. 7. Изменение параметра шероховатости стали 25Л в зависимости от времени кавитационного воздействия при испытании на магнитострикционном вибраторе при разных амплитудах колебаний торца концентратора
Fig. 7. Changes in roughness parameter of 25L steel versus cavitation duration as recorded during magnetorestrictive vibration tests at different amplitudes of concentrator end oscillations
нию (Яа)иик ~ 1,1 мкм (рис. 7). Таким образом, подтвердилось полученное выше выражение (6).
Из уже отмеченных особенностей процесса увеличения неровностей поверхности при кавита-ционном воздействии можно выделить две самые важные с точки зрения прогнозирования продолжительности инкубационного периода, а именно: ■ в пределах инкубационного периода среднее арифметическое отклонение профиля поверх-
ности Ra является линейной функцией продолжительности кавитационного воздействия; ■ значение параметра Ra, соответствующее окончанию инкубационного периода, является величиной, постоянной для конкретного сплава при изнашивании на конкретной установке (или в конкретном оборудовании), независимо от интенсивности кавитационного воздействия.
Важно отметить, что постоянство значения (Ra)nHK соблюдается, только если варьирование интенсивности кавитационного воздействия осуществляется на одной и той же установке или одном и том же оборудовании, т. к. переход к изнашиванию на другом оборудовании будет сопровождаться изменением масштаба кавитационной зоны и, значит, размера струй, образующихся при схло-пывании кавитационной каверны. Следовательно, значения (R^^, которые получены для винтовых сплавов, испытанных на МСВ, действительны только для условий испытаний на МСВ. Для ГВ эти значения будут другими.
Современные профилографы позволяют очень точно измерить профиль поверхности в течение нескольких десятков секунд. Поэтому для ГВ малых размеров на примере ГВ СПК «Метеор» был отработан способ измерения, позволяющий реализовать преимущества использования прибора измерения шероховатости. В большей части зоны B (рис. 4) высота неровностей поверхности попадает в диапазон измерений, обеспечиваемый профилометром, и только при приближении
а) б)
Рис. 8. Схема определения значения (Ла)инк при кавитационном изнашивании гребного винта судна на подводных крыльях «Метеор», при измерениях очага износа на нагнетательной поверхности лопасти со стороны входящей (а) и выходящей (б) кромок
Fig. 8. Calculation procedure for (Ла)инк of cavitation-induced propeller wear of Meteor hydrofoil, as measured at the wear pit on the pressure blade surface from the side of leading (a) and trailing (b) edges
к зоне C профилограф начинает «выдавать» ошибку из-за превышения диапазона измерений. Как видно из зависимостей параметра Ra от расстояния L до условного центра очага кавитационного изнашивания (рис. 8), построенных в координатах с логарифмическими шкалами, в зоне B очага износа (рис. 4) точки очень тесно группируются вокруг прямой линии, которую можно экстраполировать до пересечения с вертикальной линией, обозначающей границу между зонами В и С. Ордината точки пересечения укажет значение (Ra)nHK, соответствующее окончанию инкубационного периода.
На ГВ теплохода «Ариес» высота неровностей в очагах кавитационного износа не позволяет применять прибор измерения шероховатости, поэтому на данном винте был отработан способ определения значения ^а)инк с использованием глубиномера на основе обычного индикатора часового типа (рис. 4). На графике Ra(L), построенном для ГВ теплохода «Ариес», переход от участка A к участку B, а затем от B к С сопровождается не только изменением угла наклона участков к осям координат и изменением степени разброса точек, но и разрывами на зависимости Ra(L) (рис. 9). Сравнительно высокое значение Ra в зоне A объясняется главным образом естественным увеличением шероховатости исходной поверхности лопастей при коррозионном воздействии движущейся морской воды; полученное значение соответствует результатам многочисленных измерений шероховатости лопастей в процессе эксплуатации, полученных ранее в работе [14]. Участок, соответствующий зоне С, имеет наибольший разброс точек, что согласуется с результатами испытаний на МСВ, и расположен почти горизонтально. Окончанию инкубационного периода, судя по графику Ra(L), будет соответствовать значение (R^nm = 0,8 мм, определенное по точке, в которой участок зависимости Ra(L), соответствующей зоне B, «упирается» в вертикальную линию - границу между зонами B и C.
Проведенные исследования показали, что в случаях испытания бронзы БрА9Ж4Н4Л на МСВ, а также кавитационного изнашивания бронзовых винтов СПК «Метеор» (рис. 8) и судна «Ариес» (рис. 9) значения (RJnm составляют примерно 0,5; 20 и 800 мкм соответственно. Из сопоставления этих значений видно, насколько чувствительны значения отклонений профиля к диаметру струй жидкости. Примем максимальный диаметр образующихся при схлопывании кавита-ционной каверны струй, ударяющих по поверхно-
Ra,
мм 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0
100
80
60
40
20 L, мм
Рис. 9. Зависимость среднего арифметического отклонения высоты неровностей профиля очага кавитационного износа на лопасти гребного винта теплохода «Ариес» от расстояния до условного центра очага
Fig. 9. Mean arithmetic deviation of profile height non-uniformities at the cavitation wear pit on Aries motor ship propeller blade versus the distance from notional center of the pit
сти в случае испытаний на МСВ, 10 мкм [10] и предположим, что значения Ra соотносятся в той же пропорции, что и диаметры капель и струй. Тогда получается, что в случае ГВ СПК «Метеор» на лопасть воздействуют образовавшиеся при схлопывании кавитационной каверны струи диаметром до 0,4-0,5 мм, а в случае ГВ теплохода «Ариес» - уже до ~15-20 мм.
Обнаруженные в работе особенности изменения параметра Ra в зависимости от продолжительности кавитационного воздействия позволяют предложить методику прогнозирования продолжительности инкубационного периода кавитаци-онного изнашивания, которую можно применять как для случая испытаний винтовых сплавов на лабораторных установках, так и в ремонтной практике для лопастей ГВ. Для того, чтобы воспользоваться методикой, необходимы следующие исходные данные:
■ значение (R^hhk для рассматриваемых условий изнашивания конкретного сплава. Например, при испытании в лабораторных условиях, в частности на МСВ, это значение можно получить по результатам испытаний на одном из режимов (для сокращения времени целесообразно выбрать режим наибольшей интенсивности кавитационного воздействия), а в случае ГВ судна - по результатам измерений во время очередного докования судна;
■ значение среднего арифметического отклонения профиля исходной поверхности Ra0. Для получения этого значения достаточно измерить профиль вне очага износа;
■ значение среднего арифметического отклонения профиля поверхности после продолжительности t1 кавитационного воздействия Ra1, причем ti < 4нк.
Покажем процедуру прогнозирования продолжительности инкубационного периода на примере ГВ судна «Профессор Логачев». Винт имел диаметр 3700 мм и был изготовлен из бронзы БРА9Ж4Н4Л. На лопастях возникают очаги кавитационного износа на относительном радиусе 0,85. Результаты измерений при предыдущих докованиях судна показали, что значение (Ra)HHK = 0,30 мм; это значение определено при доверительной вероятности 90 % с погрешностью ±0,035 мм. Предположим, что после времени эксплуатации ti = 8000 ч при очередном доковании судна обнаружили зоны наклепа на концевых сечениях лопастей, в которых Rai = 0,15 мм. Значение Ra0 определили измерениями шероховатости вне очага кавитационного износа, т.е. в зоне A (рис. 4): Ra0 = 0,065 мм. Погрешность определения значений Ra0 и Ra1 составила ±0,011 мм с доверительной вероятностью 90 %.
Процедура прогнозирования продолжительности инкубационного периода сводится к следующему (рис. 10):
1. Строят прямоугольную систему координат с осями t и Ra, отмечают на оси ординат значение (RJnm = 0,30 мм и проводят через него горизонтальную линию 1.
Ra,
мм
5000
10000
15000
20000
t, ч
Рис. 10. Схема прогнозирования продолжительности инкубационного периода
Fig. 10. Prediction procedure for the duration of incubation period
2. Наносят на координатную плоскость две точки с координатами (0, Яа0) и Яа1).
3. Проводят через две нанесенные точки линию 2 до пересечения с линией 1.
4. Опускают из точки пересечения линий 1 и 2 перпендикуляр 3 к оси абсцисс. Значение, отсекаемое перпендикуляром на оси абсцисс, покажет ожидаемую продолжительность инкубационного периода /инк.
Тонкими линиями, проведенными параллельно линиям 1 и 2 на рис. 10, показаны полосы разброса значений Яа. Соответственно две вертикальные линии, проведенные из точек пересечения границ полос разброса параллельно перпендикуляру 3, определяют погрешность прогнозирования значения 4нк. В рассматриваемом случае с доверительной вероятностью 90 % найденное значение
Заключение
Conclusion
График зависимости среднего арифметического отклонения профиля поверхности винтовых сплавов от продолжительности кавитационного изнашивания представляет собой ломаную линию, разделенную двумя точками перелома на три участка. Точка перелома между первым и вторым участками показывает окончание инкубационного периода кавитационного изнашивания, при этом значение (^а)инк среднего арифметического отклонения профиля, соответствующего указанной точке перелома, является для конкретного сплава постоянной величиной и не зависит от интенсивности кавитацион-ного воздействия при испытании на одном и том же оборудовании. Основной причиной изменения значения (Ra)HHK при переходе к условиям изнашивания на другом оборудовании является, по всей видимости, изменение размера образовавшихся при схло-пывании кавитационной каверны струй вследствие изменения размера и схемы схлопывания кавитаци-онной каверны.
Анализ измерения неровностей по площади очагов кавитационного износа на лопастях ГВ показал возможность определения значения (^а)инк по значению среднего арифметического отклонения профиля поверхности в точке перехода зоны наклепа в зону отделения материала. Предложены способы определения указанного значения, основанные на анализе графика зависимости параметра Ra от расстояния до условного центра очага кавита-ционного износа. Выбор средств измерения про-
¿инк = 21350 ± 850 ч.
0
филя поверхности лопастей зависит от высоты неровностей поверхности очага износа и, как следствие, от размера ГВ.
Предложена экспресс-методика прогнозирования продолжительности инкубационного периода, основанная на использовании в качестве исходных данных трех значений параметра Ra: исходной поверхности, поверхности после кавитационного воздействия в течение времени t\ < и соответствующего окончанию инкубационного периода. Методика позволяет существенно снизить трудоемкость испытаний сплавов на кавитационную износостойкость и может быть полезна для оценки межремонтных периодов ГВ в эксплуатации.
Библиографический список
1. Георгиевская Е.П. Кавитационная эрозия гребных винтов и методы борьбы с ней. Л.: Судостроение, 1978. 208 с.
2. Быстрицкий В.В. Эрозионный износ направляющих насадок // Труды ЛИВТ. 1972. Вып. 135. С. 26-39.
3. Пимошенко А.П. Защита судовых дизелей от кавита-ционных разрушений. Л.: Судостроение, 1983. 120 с.
4. Цветков Ю.Н. Кавитационное изнашивание металлов и оборудования. СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2003. 155 с.
5. ASTM G73-10. Standard test method for liquid impingement erosion using rotating device.
6. ASTM G32-10. Standard test method for cavitation erosion using vibratory apparatus.
7. Фомин В.В. Гидроэрозия металлов. М.: Машиностроение, 1977. 287 с.
8. Погодаев Л.И., Шевченко П.А. Гидроабразивный и кавитационный износ судового оборудования. Л.: Судостроение, 1984. 263 с.
9. Малинин Н.Н. Прикладная теория пластичности и ползучести. М.: Машиностроение, 1968. 400 с.
10. Прис К.М. Кавитационная эрозия / Эрозия. М.: Мир, 1982. С. 269-330.
11. Мышкин Н.К., Петроковец М.И. Трение, смазка, износ. Физические основы и технические приложения трибологии. М.: Физматлит, 2007. 368 с.
12. Васаускас С.С. О диаграмме твердости // Труды метрологических институтов СССР. 1967. Вып. 91(151). С. 33-38.
13. Табенкин А.Н., Тарасов С.Б., Степанов С.Н. Шероховатость, волнистость, профиль. Международный опыт. СПб.: Изд-во Политехнического университета, 2007. 136 с.
14. Кацман Ф.М. Эксплуатация пропульсивного комплекса морского судна. М.: Транспорт, 1987. 223 с.
References
1. Ye. Georgievskaya. Cavitation erosion of propellers and ways to mitigate it. Leningrad: Sudostroyeniye, 1978. 208 pp. (in Russian).
2. V. Bystritsky. Erosion wear of propeller ducts // Transactions of Leningrad Institute of Water Transport. 1972. Issue 135. P. 26-39 (in Russian).
3. A. Pimoshenko. Cavitation protection of marine diesels. Leningrad: Sudostroyeniye, 1983. 120 pp. (in Russian).
4. Yu. Tsvetkov. Cavitation wear of metals and equipment. St. Petersburg: Publishing House of St. Petersburg State Polytechnical University, 2003. 155 pp. (in Russian).
5. ASTM G73-10. Standard test method for liquid impingement erosion using rotating device.
6. ASTM G32-10. Standard test method for cavitation erosion using vibratory apparatus.
7. V. Fomin. Hydroerosion of metals. Moscow: Mashi-nostroyeniye, 1977. 287 pp. (in Russian).
8. L. Pogodaev, P. Shevchenko. Hydroabrasive and cavita-tion wear of ship equipment. Leningrad: Sudostroyeniye, 1984. 263 pp. (in Russian).
9. N. Malinin. Applied theory of plasticity and creep. Moscow: Mashinostroyeniye, 1968. 400 pp. (in Russian).
10. K. Pris. Cavitation erosion / Erosion. Moscow: Mir, 1982. pp. 269-330 (in Russian).
11. N. Myshkin, M. Petrokovets. Friction, lubrication, wear. Physical fundamentals and technical applications of tri-bology. Moscow: Fizmatlit, 2007. 368 pp. (in Russian).
12. S. Vasauskas. On hardness diagram // Transactions of USSR metrological institutes. 1967. Issue 91(151). P. 33-38 (in Russian).
13. A. Tabenkin, S. Tarasov, S. Stepanov. Rougness, corrugations, profile. International experience. St. Petersburg: Publishing House of St. Petersburg State Polytechnical University, 2007. 136 pp. (in Russian).
14. F. Katsman. Operation of marine propulsion system. Moscow: Transport, 1987. 223 pp. (in Russian).
Сведения об авторах
Горбаченко Евгений Олегович, аспирант кафедры технологи судоремонта Государственного университета морского и речного флота имени адмирала С.О. Макарова. Адрес: 198035, Санкт-Петербург, Россия, ул. Двинская, 5/7. Тел.: +7 (812) 748-96-69. E-mail: jenyraqwerty@gmail.com.
Цветков Юрий Николаевич, д.т.н., профессор, зав. кафедрой технологии судоремонта Государственного университет морского и речного флота имени адмирала С.О. Макарова. Адрес: 198035, Санкт-Петербург, Россия, ул. Двинская, 5/7. Тел.: +7 (812) 748-96-69. E-mail: yuritsvet@mail.ru.
About the authors
Yevgeny O. Gorbachenko, Post-Graduate, Ship Repair Technology Department, Admiral Makarov State University of Maritime and Inland Shipping. Address: 5/7, Dvin-skaya st., St. Petersburg, Russia, post code 198035. Tel.: +7 (812) 748-96-69. E-mail: jenyraqwerty@gmail.com.
Yury N. Tsvetkov, Dr. Sci. (Eng.), Prof., Head of Ship Repair Technology Department Admiral Makarov State University of Maritime and Inland Shipping. Address: 5/7, Dvin-skaya st., St. Petersburg, Russia, post code 198035. Tel.: +7 (812) 748-96-69. E-mail: yuritsvet@mail.ru.
Поступила / Received: 15.07.19 Принята в печать / Accepted: 19.11.19 © Горбаченко Е.О., Цветков Ю.Н., 2019
