CC BY
30
капиллярных вискозиметрах. М. : Физматлит, 2011. 184 с.
4. Математическая модель пневматического демпфера с регулируемым выхлопом // Наука и молодежь. URL: http://www.irgups.ru/sites/ de-fault/files/docs/sbornik_nauka_i_molodezh_1.pdf. (дата обращения 14.08.2014).
5. Заявка 2015126122 Рос. Федерация. Способ создания адаптивного торможения в пневмоци-линдре / Круглов С.П., Лесников А.В. ; опубл. 30.06.2015.
6. Льюнг Л. Идентификация систем. Теория для пользователя : пер. с англ. / под ред. Я.З. Цып-кина. М. : Наука, 1991.
7. Круглов С.П. Вопросы адаптируемости систем управления со схемой «идентификатор + эталон» // Идентификация систем и задачи управления : тр.IV междунар. конф. 81СРЯО'05. М. : Изд-во ИПУ РАН, 2005. С. 1307-1348.
УДК 621. 01: 621.646: 621.81: 621.891 Горохов Денис Борисович,
к. т. н., доцент кафедры «Информатика и прикладная математика», Братский государственный университет, e-mail: [email protected] Соболевский Артем Александрович, аспирант, Братский государственный университет,
ИЗМЕНЕНИЕ УТЕЧКИ ГАЗОВОЙ СРЕДЫ ЧЕРЕЗ СТЫК РАЗЪЕМНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
С РОСТОМ ТЕМПЕРАТУРЫ
D. B. Gorokhov, A. А. Sobolevsky
LEAKAGE VARIATION OF GAS ENVIRONMENT THROUGH THE JOINT OF RELEASABLE CONNECTIONS WITH TEMPERATURE INCREASING
Аннотация. Уплотнительный стык представлен как контакт жесткой шероховатой поверхности с упругопластиче-ским полупространством со свойствами меди М1 при нормальной и повышенных температурах. Для описания упругопласти-ческого упрочняемого материала использован степенной закон Холломона. Жесткая шероховатая поверхность представлена в виде набора одинаковых сферических сегментов, распределение которых по высоте соответствует опорной кривой профиля реальной поверхности. Приведены выражения для определения относительной площади контакта, плотности зазоров в стыке и функционала проницаемости в зависимости от безразмерной нагрузки.
Предложена методика расчета величины утечки через уплотнительный стык затворов трубопроводной арматуры и сосудов высокого давления в зависимости от контактных характеристик, доли эффективных микроканалов и свойств реального газа. Для точного описания реальных свойств технически важных газов в широком диапазоне давлений и температур используется уравнение состояния в вириальной форме.
Представлены соответствующие графические зависимости для разных температур.
Ключевые слова: герметичность соединений, повышенные температуры, контактирование шероховатых поверхностей, характеристики упрочняемости, относительная площадь контакта, плотность зазоров, функционал проницаемости, уплотнительный стык, реальный газ, высокое давление, уравнение состояния газа, величина утечки.
Abstract. The sealing joint is presented as a contact of a rigid rough surface with the elastic-plastic half-space with properties of copper M1 at normal and high temperatures. For the description of the elastic-plastic hardening material, the power Hollomon law is used. The rigid rough surface is presented in the form of a set of identical spherical segments, the height distribution of which corresponds to the bearing profile curve of the real surface. The equations to determine the relative contact area, the density of gaps in joint and penetrating functional depending on on dimensionless loading are given.
The method for determining leakage value through the sealing joint ofpipeline valves gates and high-pressure vessels, depending on the contact characteristics, the ratio of effective micro-channels and properties of the real gas, is proposed. For an accurate description of the real properties of technically important gases, in a wide range of pressures and temperatures, the equations of the state in virial form are used.
Corresponding graphic dependences for different temperatures are presented.
Keywords: joint tightness Jemperature increasing, contact of rough surfaces, hardening characteristics, relative contact area, sealing joint, density of gaps, penetrating functional, real gas, high pressure, gas law, leakage value.
Введение от свойств материалов и параметров микрогеомет-
Герметичность уплотнительных соединений рии различают упругий, вязкоупругий, упругопла-
обеспечивается нагружением их усилием (кон- стический и жесткопластический контакты. Для
тактными давлениями герметизации) и в значи- герметизации среды с высокими энергетическими
тельной мере зависит от контактного взаимодей- параметрами (давлением свыше 40 МПа и темпе-
ствия шероховатых поверхностей, которое харак- ратурой свыше 300 оС) в основном используют
теризуется видом контакта, сближением поверх- металлические материалы [4]. В большинстве слу-
ностей, относительной площадью контакта и чаев при контактировании металлических шерохо-
плотностью зазоров в стыке [1-3]. В зависимости ватых поверхностей контакт является упругопла-
стическим [5]. В этой связи в последние годы авторами были рассмотрены вопросы, связанные с внедрением жесткой сферы в упругопластическое упрочняемое полупространство [6-12], что составило теоретическую основу для определения контактных характеристик - относительной площади контакта и плотности зазоров в стыке при внедрении жесткой шероховатой поверхности в упруго-пластическое полупространство [13-15]. Это в конечном итоге позволило определить влияние характеристик упрочняемого материала на герметизирующую способность уплотнительных соединений [16], которая определяется функционалом проницаемости. Ранее функционал проницаемости был определен только для упругого контакта шероховатых поверхностей [17, 18]. Результаты работ [13-15] получены для температуры T = 20° C, поэтому практический интерес представляют изменения утечки газовой среды с ростом температуры, которые связаны с функционалом проницаемости уплотнительного стыка и свойствами реальных газов [19].
Контакт шероховатых поверхностей
Так как контакт двух шероховатых поверхностей можно рассматривать как контакт эквивалентной шероховатой поверхности с гладкой, то рассмотрим контакт жесткой шероховатой поверхности с упругопластическим полупространством.
В зарубежной литературе при описании упругопластического упрочняемого материала широко используется степенной закон Холломона (Hollomon's power law):
isE, s<s y; S [a^-nEnsn, s >e,; (1)
где S - истинное напряжение; n - экспонента упрочнения; sy =a /E, ay - предел текучести,
E - модуль упругости.
Значение экспоненты упрочнения n можно определить по параметрам условной диаграммы растяжения ay и au, используя следующее выражение [20]:
5,215n + n ln n - ln
f \ a„
va y J
= 0
(2)
где аи - предел прочности.
В уплотнительной технике широкое применение для прокладок и покрытий находит медь М1, поэтому в рассматриваемой задаче полупространству присваиваем свойства меди М1. Зарубежным аналогом меди М1 является материал С11000, свойства которого при повышенных температурах приведены в [21, 22] и представлены в табл. 1. Значения экспоненты упрочнения п при повышенных температурах определены с использованием выражения (2). Соответствующие диаграммы истинных напряжений приведены на рис. 1.
О 0.02 0.04 0.06
Рис. 1. Диаграммы истинных напряжений меди С11000 при повышенных температурах
Воспользуемся дискретной моделью шероховатости, в которой микронеровности представлены в виде набора одинаковых сферических сегментов, распределение которых по высоте соответствует опорной кривой профиля реальной поверхности [13-15]. Для описания опорной кривой используем распределение неполной бета-функции:
n(s) =
Bs(p, q) B(p, q) :
(3)
Т а б л и ц а 1
TC E, ГПа oy, МПа ои, МПа Sy n
20 110,349 210,74 250,42 1,9110-3 0,067
100 107,383 205 230 1,909-10-3 0,051
200 103,593 195 200 1,882-10-3 0,019
300 98,969 140 150 1,415-10-3 0,032
400 92,669 85 100 9,17210-4 0,053
где Ве(р, q), В(р, д) - соответственно неполная и полная бета-функции; р ид определяются высотными параметрами шероховатости.
В этом случае плотность функции распределения неровностей по высоте:
ф'п (и) = :
р-2 (1 - и) 2 [(р -1)(1 - и)-(д - 1)и]
вГ(1 -е.Г '
(4)
сегмента: высота ©Я, основания ас; радиус:
Я = ■
где
а„
2©Я„
где Я >> Яп
Я
дсас
©ЯтатЕ
0.4
0.2
0
400 300/ /<200
/// Т = 20 °С
0
4x10
-3
8x10
-3
Рис. 2. Зависимости относительной площади контакта ^ от безразмерной нагрузки
На рис. 3 представлены зависимости плотности зазоров в уплотнительном стыке Л от безразмерной нагрузки Ед при разных значениях
температуры в зоне контакта шероховатых поверхностей.
1ВЛ
где е ^ определяется из условия ф п (б ж )= 1 [13-15].
Геометрические параметры сферического
© = 1 -е ^; радиус
-0.5
- 1.5
Т= 20 °С
\ \ \
\ \200 \ зоо \ 400 \ \
(5)
0
4x10
-3
8x10
-3
- максимальная высота не-
ровностей.
При определении контактных характеристик - относительной площади контакта ^ и плотности зазоров Л - использовались выражения работ [13-15]. На рис. 2 представлены зависимости относительной площади контакта ^ от безразмерной нагрузки при разных значениях температуры в зоне контакта шероховатых поверхностей.
Безразмерная нагрузка, или силовой упруго-геометрический параметр, равна:
(6)
где дс - контактное давление в стыке; Е - приведенный модуль упругости.
Рис. 3. Зависимости плотности зазоров в стыке Л от безразмерной нагрузки
Герметизирующая способность уплотнительного стыка
При упругопластическом контакте рассмотрена в работе [16]. Интенсивность объемного расхода (расхода на единицу длины по периметру уплотнения) идеально сжимаемого газа через уплотнительный стык при равномерном распределении контактных давлений дс:
е=си • с,,
где Си - безразмерный функционал проницаемости, характеризующий герметизирующую способность стыка
(л(бу,п е)) • К1 -уп(еу,пе) 4(1 -л(е у, п, б)) 2 '
Сп (еу , п е)=-
(7)
с=
Я^ахЯТ | (р1 - Ро2 ) .
/Ц
ро
ЯТ
2/ц
(8)
р1 - давление среды; р - атмосферное давление; ц - динамическая вязкость среды; l - ширина зоны уплотнения; у п - доля эффективных микроканалов.
Выражение (8) содержит параметры, являющиеся исходными при расчетах величины утечки, и получено в предположении, что состояние описывается уравнением Клапейрона - Менделеева. При давлениях свыше 16 МПа при расчетах утечки следует использовать модель реального газа [19].
Доля эффективных микроканалов [16]
( \ /(1 - *1 **< 1/3;
V 1в„, п, 8)=<! / Ч
, , ' ' 3п-1 (1 - х)п, х*> 13,
(9)
стант Ъ.., определенных по экспериментальным
данным для диапазона температур Т = 63,1...1500 °К и давлений р = 0,1...100 МПа , где п - число рядов микронеровностей по ширине приведены в работе [23]. зоны уплотнения.
где
х*(8у, п, 8)= | **(8у , п, 8, и)ф (и~)ёи , 0
С0, п, (8у, п8,и)<п.;
•(8,, п, 8, и )=Г" П7(8 - V .
|1, П, (8у ,п,8,и)>*. ;
(10)
(11)
Согласно работе [24], уравнение состояния может быть записано следующим образом:
~1 + Б%р + С* (Ъ0Р)2 -+ В (Ъ0Р)3 + Е * (Ъ0р)
,=0
П, = 0,5...0,55 - критическое значение п .
На рис. 4 представлены зависимости функционала проницаемости Си от безразмерной нагрузки Е при разных значениях температуры в где Б , С , В , Е - приведенные вириальные ко-
р = рЯТ
Б* =1Т, С* = £С (Г )
г=0
I ^ Т* )
Т* = Т/(^ к);
В =
7
= 1 с
1=0
8
V.
г=0
Е = ]Г^(Г
(13) (14а) (14б)
зоне контакта шероховатых поверхностей.
-3
\ ч т= 20 "С
400 р00\20<Л
эффициенты; 8/к и Ъ0 - величины, связанные с параметрами потенциальной функции. Для азота Ъ0 = 0,0022 м3/кг, 8/к = 96,186° К . Константы аппроксимации а,, с,, dj, е, приведены в [24].
На рис. 5 приведены зависимости плотности азота от давления при температурах 20, 200, 300 и 400 ° С.
р, кг/м
0 0.005 0.01 0.015 ^
Рис. 4. Зависимости функционала проницаемости Си от безразмерной нагрузки Ед
Уравнение состояния газа
Выражение (8) было получено в предположении, что состояние газа описывается уравнением Клапейрона - Менделеева. Однако ситуация меняется, когда давление доходит до 16 МПа и выше [19]. В этих случаях при разработке математических моделей вводят реальный газ, принципиальным отличием которого от идеального является наличие сил внутреннего трения. Чем выше плотность реального газа, тем больше он отличается от идеального. Для более точного описания реальных газов следует использовать уравнение состояния в вириальной форме [23]:
400
200
0
идеальный газ - / Т= 20 V
200^--400
[23]
0 20 40 60 80 р, МПа
Рис. 5. Зависимости плотности азота от давления при разных температурах
Уравнение вязкости при высоких давлениях Ц = Ц0 [1 + Б'*Ъ0р + С* (Ъ0Р)2 ], (15)
(
р = рКТ
1+ЕЕ Ъ
(
,=1 ;=0
Р
\гТ у
кр
\
ЧРкР у
V Т у
(12)
где для азота Т = 126,2 °К, = 313.1 кг/м3, Я = 296,8 Дж/ кг • К, г = 10, 5 = 7 . Значения кон-
где п„ - вязкость газа при низкой плотности.
Второй и третий вязкостные вириальные коэффициенты аппроксимированы полиномами
б;=1 к (г )т, с;=£ 1г (г. (16) ,=0 ,=0 Константы аппроксимации для азота приведены в [23].
8
На рис. 6 приведены зависимости вязкости азота от давления при температурах 20, 200, 300 и 400 ° С. На рис. 7 - зависимости вязкости от температуры при давлениях 10, 40, 70 и 100 МПа.
И
1.5
Т= 20 °С
400
О
20
40
60
80 р, МПа
Рис. 6. Зависимости относительной вязкости азота от давления при разных температурах
И
1.5
\лоо JO4^
\40 \ р = 10 МПа —
RL RTP1 pjp, т )dp ц(p, T )
7
Обозначая ц = ц / ц0, имеем
^axRTP p(p, T)dp
C =■
1Цо ' Ц(Р,т)
p0
Введем безразмерную величину
RTp1 p(p,T )dp
ц(р,т) ■
¡p (p,T)=f я
(17a)
(176)
(18)
po
С учетом выражения (15)
¡p =
po2 J 1 + B (bop(p,T)) + C* (bop(p,T))2
P(p,T)dp
.(19)
Тогда
Cg =
Ят ax po ¡p /Цо
(20)
Зависимости 1р (р,Т) для температур 20,
200, 300 и 400 ° С представлены на рис. 8. Там же представлена аналогичная зависимость для идеального газа, которая для всех указанных температур одинакова.
/
идеальный 400/
/з Ъуу
/ > 200,
Г= 20 С
300 400 500 600 700 Т, "К Рис. 7. Зависимости относительной вязкости азота от давления при разных температурах
Как следует из рис. 5, для температуры Т = 20 ° С при давлениях свыше 16 МПа следует учитывать свойства реальных газов. С этой целью, решая уравнение (12) относительно р для заданной температуры Т , получим зависимости р(р, Т) . Выражение (8) представим в виде
0.4 0.3 0.2 0.1
°0 20 40 60 80 р< МПа
Рис. 8. Зависимости I (p,T) от давления при разных температурах
Как следует из рис. 8, расхождения между значениями I для моделей реального и идеального газов для указанных температур при давлении р«100 МПа соответственно составляют 180, 128, 111 и 97 %. Причем с ростом температуры погрешность уменьшается, т. е. состояние газа становится ближе к идеальному.
Для обеспечения заданной герметичности (величины Q) из выражения (2) с учетом исходных данных, входящих в выражение (20), определяют требуемое значение функционала проницаемости Си . Затем по зависимостям на рис. 4 определяют значение безразмерной нагрузки F и, с
учетом выражения (6), контактные давления герметизации . Предложенная методика позволяет рассчитать герметичность и определить контактные давления герметизации для соединений с высокими энергетическими параметрами.
Заключение
1. С использованием дискретной модели шероховатости получены выражения для определения относительной площади контакта, плотности зазоров в стыке и функционала проницаемости. При этом учтено суммарное увеличение объема зазоров за счет упругого продавливания материала и суммарное уменьшение объема зазоров за счет пластического выдавливания материала для всех контактирующих неровностей.
2. Для обеспечения одинаковых значений относительной площади контакта, плотности зазоров в стыке и функционала проницаемости при росте температуры в зоне контакта с 20 ° C до
400 ° C требуется относительная безразмерная нагрузка Fq примерно в два раза меньше.
3. Уменьшение указанных параметров с ростом температуры в зоне контакта до 200 ° C происходит за счет уменьшения экспоненты упрочнения n. С дальнейшим ростом температуры до 400 ° C уменьшение указанных параметров происходит за счет резкого уменьшения s .
4. При давлениях свыше 16 МПа возникает необходимость использования модели реального газа, состояние которого описывается уравнением в вириальной форме. При этом следует отметить, что с ростом температуры диапазон применения модели идеального газа увеличивается.
Работа выполнена при поддержке Минобр-науки России в рамках госзадания № 2014/10 (проект № 1754) на 2016 г.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Огар П.М., Корсак И.И. Влияние характеристик тяжелонагруженного стыка шероховатых уплотнительных поверхностей на герметичность. Братск : Изд-во БрИИ, 1989. 110 с. Деп. в ВИНИТИ 05.12.1990, № 6109-В90.
2. Долотов А.М., Огар П.М, Чегодаев Д.Е. Основы теории и проектирование уплотнений пнев-могидроарматуры летательных аппаратов. М. : Изд-во МАИ, 2000. 296 с.
3. Огар П.М., Шеремета Р.Н., Лханаг Д. Герметичность металлополимерных стыков шероховатых поверхностей. Братск : Изд-во БрГУ, 2006. 159 с.
4. Огар П.М, Тарасов В.А. Проектирование затворов специальной трубопроводной арматуры. Братск : Изд-во БрГУ, 2014. 191 с.
5. Ланков А.А. Вероятность упругих и пластических деформаций при сжатии металлических шероховатых поверхностей // Трение и смазка в машинах и механизмах. 2009. № 3. С. 3-5.
6. Огар П.М., Тарасов В.А, Дайнеко А.А. О некоторых общих закономерностях упругопласти-ческого внедрения сферического индентора // Системы. Методы. Технологии. 2010. № 8. С.38-43.
7. Огар П.М., Тарасов В.А, Дайнеко А.А. К вопросу упругопластического внедрения сферического индентора // Системы. Методы. Технологии. 2011. № 10. С. 14-16.
8. Огар П.М., Тарасов В.А, Турченко А.В. Влияние характеристик упрочняемого материала на упругопластическое внедрение сферической
неровности // Системы. Методы. Технологии. 2011. № 12. С. 29-34.
9. Огар П.М., Тарасов В.А., Турченко А.В. Геометрия контакта при упругопластическом внедрении сферической неровности // Системы. Методы. Технологии. 2012. № 1(13). С. 9-16.
10.Огар П.М., Тарасов В.А., Турченко А.В. Развитие инженерных расчетов характеристик контакта жесткой сферы с упругопластическим полупространством // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2012. № 1. С. 80-87.
11.Огар П.М., Тарасов В.А, Турченко А.В. Описание взаимодействия жесткой сферы с упруго-пластическим полупространством // Труды Братского государственного университета. Сер.: Естественные и инженерные науки. 2012. Т. 1. С. 163-169.
12.Ogar P.M. Tarasov V.A. Kinetic Indentation Application to Determine Contact Characteristics of Sphere and Elastoplastic Half-space // Advanced Materials Research. Vol.664 (2013). PP. 625-631.
13.Огар П.М., Тарасов В.А., Турченко А.В. Контакт жесткой шероховатой поверхности с упругопластическим полупространством // Системы. Методы. Технологии. 2012. № 1. С.17-22.
14.Огар П.М., Тарасов В.А., Турченко А.В. Трибомеханика упругопластического контакта // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2013. № 2. С. 116-122.
15.Огар П.М., Горохов Д.Б., Турченко А.В. Механика контактирования шероховатых поверхностей. Братск : Изд-во БрГУ, 2016. 282 с.
16.Алпатов Ю.Н., Тарасов В.А. Турченко А.В. Влияние характеристик упрочняемого материала на герметизирующую способность соединений // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2012. № 2 (34). С. 83-88.
17.Огар П.М., Горохов Д.Б., Ключев Е.А. Герметизирующая способность стыка фрактальных шероховатых поверхностей // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2007. № 2 (14). С. 63-65.
18.Огар П.М., Тарасов В.А, Турченко А.В. Герметизирующая способность тяжелонагруженных уплотнительных стыков // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2009. № 3 (23). С. 136-142.
19. Огар П.М., Тарасов В.А., Межецкий В.И. Расчет герметичности затворов трубопроводной арматуры и сосудов высокого давления // Системы. Методы. Технологии. 2011. № 9. С. 45-50.
20. Огар П.М., Горохов Д.Б. Определение параметров упругопластического тела для расчетов характеристик контакта при вдавливании сферы // Системы. Методы. Технологии. 2016. № 1 (29). С. 28-32.
21.Young Modulus of Elasticity for Metals and Alloys. URL http:// www.engineeringtoolbox.com/ young-modulus-d_773.html (дата обращения: 10.10.2015)
22. Kardititas P., Baptiste M.-J. Thermal and structural properties of fusion related material. URL
http://www-ferp.ucsd.edu/lib/props/panos/ss.html (дата обращения: 11.10.2015).
23. Термодинамические свойства азота / В.В. Сычёв, А.А. Вассерман, А.Д. Козлов и др. М. : Изд-во стандартов, 1977. 277 с.
24.Зубарев В.Н., Козлов А.Д., Кузнецов В.М. Теп-лофизические свойства технически важных газов при высоких температурах и давлениях : справочник. М. : Энергоатомиздат, 1989. 232 с.
УДК 658.58 Чемезов Александр Владимирович,
зам. генерального директора - главный инженер «Норшьскникельремонт», тел. 8-(913)-504-4136, e-mail: [email protected] Конюхов Владимир Юрьевич, профессор кафедры управления промышленными предприятиями ИрНИТУ,
тел. 8-(902)-510-7663, e-mail: [email protected] Зимина Татьяна Игоревна, ассистент кафедры управления промышленными предприятиями ИрНИТУ, тел. 8-(950)-120-0313, e-mail: [email protected]
ДИАПАЗОН ВОССТАНАВЛИВАЕМЫХ УЗЛОВ ОБОРУДОВАНИЯ И РАЗВИТИЕ АГРЕГАТНО-УЗЛОВОГО МЕТОДА РЕМОНТА НА ПРОМЫШЛЕННЫХ ПРЕДПРИЯТИЯХ
A. V. Chemezov, V. U. Konyukhov, T. I. Zimina
RANGE OF THE RESTORED KNOTS OF THE EQUIPMENT AND DEVELOPMENT OF THE MODULAR AND NODAL METHOD OF REPAIR ON INDUSTRIAL ENTERPRISES
Аннотация. В статье описывается порядок определения номенклатуры ремонтируемых узлов оборудования, экономически целесообразных к восстановлению агрегатно-узловым методом ремонта, сущность которого заключается в том, что изношенные узлы (агрегаты) заменяют непосредственно в рабочей зоне, без вывода машины из эксплуатационных условий. Это позволяет строго разграничить функции эксплуатационников и ремонтной службы, снизить перерывы в работе машин, а также улучшить качество ремонта и использование машин по времени. Приводится пример развития данного метода ремонтного воздействия на практике в условиях действующего горно-металлургического производства. Анализируются различные направления по расширению номенклатуры ремонтов на базе подразделений ремонтной группы. Рассматривается достигаемый эффект от узлового ремонта, направленного на стабильную работу оборудования промышленных предприятий.
Ключевые слова: агрегатно-узловой метод ремонта, эффективность предприятия, номенклатура ремонтируемых узлов, качество восстанавливаемых агрегатов, узлов.
Abstract. In article there is a description of steps to evaluate the work pieces spectrum from economical point of view using a unit repair method, which essence is in replacing worn-out knots (units)directly in a working zone, without a car conclusion from operational conditions. It allows to strictly differentiate functions of operators and repair service, to lower breaks in operation of machines, and also to improve quality of repair and use of cars on time. There is also an example of the development of the mentioned repair method in the MMC. Various directions on extension of the spectrum of repairs on the basis of divisions of repair group are analyzed. The results from the method are also considered with a view to guarantee technical availability of industrial equipment.
Keywords: unit repair method, enterprise efficiency, work pieces spectrum, quality of the repaired units.
Введение
На практике перечень оборудования, ремонт которого может быть основан только на принципах и стратегиях регламентированного ремонта, крайне узок. Фактически ремонт большей части оборудования неизбежно основан на сочетании (в различных пропорциях) регламентированного ремонта и ремонта по техническому состоянию. В этом случае «каркас» структуры ремонтного цикла определяется совокупностью элементов оборудования, ремонт которых основан на стратегиях регламентированного ремонта или ремонта по наработке. На полученную «жесткую» основу структуры ремонтного цикла оборудования накладывают-
ся (в «нежестком» варианте) сроки проведения ремонта отдельных элементов, обслуживаемых по техническому состоянию.
Одним из наиболее перспективных методов ремонтов оборудования для предприятий любых форм собственности является агрегатно-узловой метод, при котором неисправные сменные элементы (агрегаты, узлы и детали) заменяются новыми или отремонтированными, взятыми из оборотного фонда. В ряде зарубежных стран замена неисправных агрегатов и узлов приурочивается к плановым срокам проведения ТО, а сам ремонт называется «планово-предупредительное обслуживание» [1].
