Деформация остова судового малооборотного дизеля в эксплуатационных условиях тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.08.05, кандидат технических наук Пащенко, Иван Егорович

• Пащенко, Иван Егорович
• кандидат технических наук
• 1984

Оглавление диссертации кандидат технических наук Пащенко, Иван Егорович

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА.

1.1. Модели остова.

1.2. Исследование упругих свойств остовов

1.3. Выводы.

1.4. Объект исследования.

2. АНАЛИЗ ОСНОВНЫХ СВОЙСТВ КОНСТРУКЦИЙ ОСТОВОВ.

2.1. Основные тенденции в компоновках остовов

2.2. Компоновки основных типов МОД

2.3. Влияние ограниченной жесткости остова на его эксплуатационные повреждения

2.4. Анализ кинематических свойств остовов.

2.5. Анализ условий стыковки деталей составных остовов.

2.6. Выводы.

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ЖЕСТКОСТИ И ДЕФОРМАЦИЙ ОСТОВОВ

3.1. Обще соображения.

3.2. Анализ факторов деформаций

3.3. Анализ нагрузок остова

3.4. Исследование нормальной жесткости остова.

3.5. Модель деформаций остова от уравновешенных нагрузок.

3.6. Влияние тепловых нагрузок на деформации остова.

3.7. Выводы.

4. РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ИЗМЕНЕНИИ ОТНОСИТЕЛЬНОГО ПОЛОЖЕНИЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ СОПРЯЖЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ

ОСТОВА МОД.

4.1. Постановка задачи и цели расчетно-теорети-ческого исследования

4.2. Обоснование выбора метода исследования

4.3. Использование МКЭ для определения деформаций сложных конструкций.

4.4. Расчетные модели остова малооборотного дизеля

4.5. Алгоритм расчета изменений зазоров в парах остова.

4.6. Выводы.

5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДИНАМИКИ ОТНОСИТЕЛЬНЫХ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ ПОВЕРХНОСТЕЙ СОПРЯЖЕНИЙ ОСТОВА ПРИ РАБОТЕ МОД.

5.1. Методика экспериментального исследования. Использованная аппаратура. Оценка точности эксперимента

5.2. Режимы проведения эксперимента и анализ результатов экспериментального исследования упругих деформаций остова дизеля

5.3. Сопоставление результатов расчетных и экспериментальных исследований

5.4. Выводы.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Деформация остова судового малооборотного дизеля в эксплуатационных условиях»

Решения ЦК КПСС и Советского правительства о повышении эффективности работы транспорта обусловливают требования к надежности создаваемых энергетических установок и совершенствованию технической эксплуатации существующих.

Интенсификация работы современного транспортного флота предопределяет зависимость надежности энергетических машин от применяемых методов технической эксплуатации. Для современного флота характерно восстановление технико-экономических качеств СЭУ в процессе эксплуатационной деятельности судов - на стоянках под грузовыми операциями, в ожидании грузовых операций и т.п., при которых не всегда возможно проведение контрольных эксплуатационных испытаний элементов СЭУ. Это обусловливает зависимость надежности от качества и эффективности применяемых методов технического обслуживания. Последнее должно быть непрерывным и способствующим повышению надежности энергетического оборудования судов. Понятие ремонта СЭУ, как эпизодического восстановления энергетического потенциала, утрачивает обычный смысл. Межремонтные периоды судов увеличиваются, а надежность СЭУ в этих условиях приобретает все возрастающее значение. Эксплуатационное понятие надежности наполняется содержанием, отражающим в более полной мере его комплексность и динамичность.

Надежность современных СЭУ представляется характеристикой, обусловленной рядом взаимосвязанных свойств ряда энергетических агрегатов. Причем, в понятие надежности вводится приближение уровня энерготехнического потенциала СЭУ к запроектированному значению на протяжении всего срока службы судна. Поэтому повышение энергетического потенциала СЭУ за счет интенсификации ТО является важным резервом повышения провозной способности флота.

Показатели надежности - безотказность, ремонтопригодность, сохраняемость, долговечность элементов СЭУ, эксплуатационниками чаще воспринимаются в дискретном понимании. Теперь же собственно надежность следует рассматривать с учетом определенных методов ТО.

В настоящей работе исследуется влияние эксплуатационных факторов на снижение надежности современных судовых МОД зависящей от изменения кинематики ползунных пар реальных КПМ.

Освоение реальных механизмов характеризуется обеспечением их геометрических параметров только в момент постройки двигателя. Отклонениям этих параметров от первоначального состояния, определяемым упругими деформациями механизма (в основном - остова) достаточного внимания не уделяется. Однако, эти отклонения неизбежно возникают в процессе эксплуатации, они снижают работоспособность кинематических пар механизма и надежность функционирования всего дизеля.

Снижение надежности дизелей, кроме того, в значительной мере обусловливается повреждениями поверхностей сопряжений неподвижных пар нарушающих предусмотренные изготовителем условия передачи нагрузок. Повреждения таких сопряжений в судовых двигателях нередко возникают в практике эксплуатации современных МОД. Например, по данным ЧМП и из личного опыта автора, для двигателей фирмы Б и В типа VT2SF характерны износы номинально неподвижных стыков между составными деталями остова, а потому центровка главного механизма движения оказывается нестабильной и часто сопровождается возникновением интенсивных износов подшипников, а также пары поршневое кольцо - цилиндровая втулка. Использование установленной мощности значительно снижается из-за необходимости частых приработок пар трения. Обилие различных рекомендаций по предотвращению повреждений/3,II,17,52,85/ в подвижных и неподвижных парах МОД еще не позволило решить эту проблему в полной мере. До настоящего времени повревдения сопряжений в подвижных и неподвижных соединениях носят случайный, непрогнозируемый характер.

Устранение таких повреждений, как правило, связано с выводом судов из эксплуатации и проведением внеплановых ремонтных работ, нередко, в условиях специализированной ремонтной базы. Стоимость ремонтных работ по устранению подобных повревдений ГОД, по данным ЧМП, составляет от I до 10 тыс.руб. (в зависимости от объема повреждений). Затраты на содержание сухогрузного судна дедвейтом 10-12 тыс.т в период проведения ремонта составляют 2-3 тыс.руб. в сутки. Продолжительность ремонта для устранения повреждений составляет 1-4 суток. В общем объеме ремонтных работ затраты времени и средств на устранение подобных повреждений составляют 10-20%. Помимо затрат на содержание судна и ремонт возникают убытки по причине недовыполнения плана перевозок.

Обеспечить условия передачи нагрузок в парах работающих дизелей можно лишь располагая достоверной математической моделью взаимодействия звеньев пар, построенной на представлении КПМ двигателей в виде особой динамической системы. В этой связи актуальным является анализ кинематических свойств реального механизма с учетом деформаций звеньев, возникающих в работающем двигателе .

При изучении НДС ряда деталей ДВС в последние годы получил широкое применение метод конечных элементов (МКЭ). Использование МКЭ позволило рассмотреть вопросы, связанные с работой остова, поршня, шатуна, цилиндровой втулки и вплотную подойти к исследованию влияния конечной жесткости этих деталей на условия их сопряжения, в частности, на изменение относительного положения направляющих относительно базовых поверхностей остова. Представилась возможность оценивать деформации остова, которые могут рассматриваться в качестве кинематических функций, что обусловливает возможность их использования для повышения достоверности конструкторских решений и оценки условий работы подвижных и неподвижных соединений в системе дизеля.

Однако, МКЭ является "машинным" методом расчета, требующим использования мощных ЭВМ. Непосредственное использование ЭВМ в процессе технической эксплуатации дизелей (для оценки технического состояния конструкций вследствие деформаций, выявления причин изменения положения звеньев в парах) в настоящее время не представляется возможным и, вероятно, нецелесообразно. В существующих условиях технической эксплуатации представляется рациональным совершенствование приближенных математических методов для инженерной оценки взаимоположения звеньев в парах и определения формы базовых поверхностей деталей. Применительно к остову, в настоящее время, в значительной мере такие методы разработаны в геометрической постановке и поэтому не позволяют учесть влияние упругих свойств, износов и остаточных деформаций звеньев механизма ДВС, как факторов, влияющих на надежность и ресурс в условиях форсировки нагрузки и снижения веса двигателей. Поэтому разработка и уточнение существующих приближенных методов учета влияния жесткости и деформаций на взаимоположение остова в парах с подвижными звеньями является весьма актуальной.

Разработке методов учета жесткости упругих остовов в последнее время уделяется все большее внимание в нашей стране и за рубежом. Но, несмотря на это, до сих пор общепринятой методики, решающей проблему всесторонне, еще нет. Исследования касающиеся влияния конечной жесткости на кинематику КПМ и условия работы присоединенных к двигателю вспомогательных деталей и узлов весьма скудны. Остовы МОД чаще рассматривается как малоповреждае-мые стационарные детали. Практика показывает, что техническое состояние остовов, как и остальных деталей механизма, существенно влияет на эффективность технической эксплуатации СЭУ. Приближенный учет влияния деформирования остовов на эксплуатационную надежность МОД, частично выполняемый судовыми механиками на базе их личного опыта, представляется нам недостаточно обоснованным, а потому восстановление построечного технического состояния дизеля, как показывает практика, никогда не достигается.

I. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

I.I. Модели остова

I.I.I. Общие положения

Создание модели методами идентификации объекта является одним из важных и сложных этапов процесса исследования. От степени соответствия модели реальному объекту зависят результаты исследования и окончательные выводы о его работоспособности. Ясно, что для одного и того же объекта возможно построение различных моделей. Вид модели определяется многими факторами: особенностями работы объекта, взаимодействием его с другими элементами двигателя, требуемой точностью исследования. Усложнение модели приводит к необходимости использования более сложных методов исследования. Усложняется обработка и анализ полученных результатов. Однако, во многих случаях удается получить удовлетворительные результаты уже на основе простых моделей.

Роль упрощенных моделей этим не ограничивается. Они полезны при ориентировочных расчетах, при освоении новых методов исследования. С их помощью можно сопоставить различные методы исследования, выявить их особенности и недостатки. Простая модель, нередко, позволяет выявить достаточно много особенностей в поведении реального объекта и выбрать оптимальные режимы его использования. Вместе с тем, простая модель должна быть в соответствии с целью исследования, достаточно адекватна реальному объекту.

Остов является ответственной и дорогостоящей деталью дизеля. Однако исследования условий работы остова как элемента механизма двигателя до последнего времени проводились изолированно, в аспекте обеспечения его прочности, и на этой основе, повышения надежности ДВС в целом.

Современные тенденции увеличения удельной мощности ДВС (при необходимости повышения их надежности) предъявляют высокие требования к достоверности методов исследований и возможно более полному учету условий работы реального остова.

Моделирование остовов в составе КПМ ДВС осуществляется в геометрической и динамической постановке.

I.I.2. Геометрические модели остова

Представление остова геометрической системой (рамой, балкой) относится к раннему этапу развития дизелей, характеризующемуся использованием приближенных методов расчета сложных конструкций на прочность. При этом расчеты на жесткость конструкций не проводились. Остовы принимались абсолютно жесткими. На этом этапе модель остова представляется аналогом стойки идеального КПМ. Снятие допущений идеальности в геометрической модели реального остова выражается в учете зазоров в сопряжениях.

Условия изменения относительного положения звеньев в парах остова при этих допущениях наиболее подробно рассмотрены в работе П.А.Долинского /32/. Механизм рассматривается состоящим из звеньев в виде твердых тел, имеющих зазоры в сопряжениях. Методы определения взаимоположения деталей в парах основаны на сопоставлении геометрических характеристик направляющих поверхностей, определении относительного положения осей цилиндров и коленчатого вала, отклонений от правильной формы плоских и цилиндрических тел в узлах сопряжений. При этом качество сопряжений можно рассматривать как функцию соответствия их контактирующих поверхностей. По существу работы /32/, удерживающие связи в КПМ, определяющиё стабильность элементов сопряжения, обусловливаются действием гравитационных сил. Геометрическое несоответствие пары остов-коленчатый вал рассматривается как обусловленность (нормирование) определенного пространственного положения шеек. Характер элементов сопряжения в этой паре не рассматривается, т.е. кинематика несовпадения образующих не учитывается. Положение поверхностей рамовых подшипников рассматривается как некоторая базовая поверхность, относительно которой определяются положения звень ев и условия сопряжения в парах механизма. Эти условия соответствуют податливому коленчатому валу и жесткой фундаментной раме.

Несоответствие действительных условий сопряжения в парах идеальным положениям представляется фактором, влияющим на кинематику в виде появления перекосов относительного положения поверхностей. Перекос в кинематических парах рассматривается как браковочный показатель монтажа механизма и качества формы поверхностей сопряжения.

Однако, перекос при этом в меньшей степени трактуется как предпосылка повышения контактной нагрузки. Перекос относительного положения звеньев рассматривается в аспекте потери свободы движения звеньев в зазорах. Поэтому,здесь выбору зазоров придается важное значение как фактору, влияющему на заклинивание деталей в парах /32,92,117,118,119/.

Требования к зазорам в парах двигателей обусловливается системами допусков и посадок, интуитивными соображениями конструктора, анализом аналогов, а также опытом и возможностями двигате-лестроительного завода /25,32,69,96/. Однако, в существующей практике создания ДВС проектирование собственно механизмов пока еще рассматривается в идеализированной постановке /23/ и вопросу строгого обоснования выбора величины зазоров с позиций указанных явлений уделяется недостаточно внимания. Обычно, /32,

71,85/ величины зазоров устанавливаются в долях от геометрических размеров звеньев образующих пары ( диаметры цилиндров, шеек валови т.п.). Это косвенно обусловливает связь величины зазоров с жесткостью звеньев пар. Однако, основное внимание конструкторов при выборе зазоров ориентируется на условиях смазки и скоростном режиме пар механизма.

Последнее оказывает противоположное влияние на выбор величины зазоров. Для высокооборотных двигателей ( ВОД ) зазоры в подшипниках рассчитывают из условия обеспечения гидродинамического режима смазки и исключения контакта неровностей поверхностей пар при работе двигателя / 25,64 /. Малый зазор в этом случае позволяет избежать ударных нагрузок в подшипниках / 25,64,40 /. Очевидно,звенья в таких парах оказываются хорошо связанными и условия работы пар близки к идеальным, так как перемещения в зазорах практически отсутствуют . Поэтому зазоры в подшипниках современных ВОД уменьшены до нескольких десятков микрометров / 25,64 /.

В МОД, характеризующимися значительными линейными размерами относительная величина зазоров в подшипниках на порядок выше чем в ВОД. При этом функция зазора сводится к обеспечению прокачки через подшипник достаточного для его охлаждения количества смазки. Неопорные вкладыши таких подшипников,как правило, не имеют признаков контакта с шейкой. Шейка имеет свободу радиальных перемещений. Условие геометрической связанности звеньев относительно поверхности сопряжения выполнимо только при существовании дополнительных связей в парах. При рассмотрении механизма МОД,обычно, предполагают существование силовых граничных условий в сопряжениях валов с шейками. При этом фактические элементы сопряжения и концентрация нагрузок определяются силовыми контурами нагрузок

- 14 и реакций подшипников относительно поверхности сопряжения.

В работе / 40 / рассмотрено влияние перекоса осей вала и подшипника на толщину масляного слоя. Смещение центра цапфы в вертикальной и горизонтальной плоскостях у торца вкладыша определяется из выражений

1L

B/D i.I )

I 2Я$ 4где ty^ - углы перекоса между осями вала и подшипника в вертикальной и горизонтальной плоскостях; ty - относительный наклон вала в вертикальной плоскости; - относительный и абсолютный зазор в подшипнике;

3 и D - длина и диаметр подшипника; qL - угол наклона линии центров цапфы и подшипника относительно вертикальной плоскости.

Представленные выражения по мнению автора соответствуют геометрическим изменениям в подшипниковой паре как возможным с учетом гидродинамических условий смазки независимо от причин обусловивших перекос поверхностей сопряжения.

Зазоры в возвратно-поступательной паре КПМ двигателя определяются спецификой условий трения.

Для ползунов с направляющими определяющим является условие обеспечения достаточности смазки, что предопределяет представление зазора в этой паре как относительную величину геометрических характеристик двигателя.

В паре цилиндровая втулка - поршень зазор обусловливается температурными деформациями деталей поршня и условиями газоплотности.При рабочих нагрузках поршни МОД испытывают значительные тепловые деформации /44 /. Поэтому появление жесткого контакта на всех режимах работы двигателя стремятся исключить упреждающей величиной зазора в этой паре.

В работах / 28,98 / показано, что зазоры между поршнем и втулкой в поперечной плоскости тронкового двигателя являются источником вибрации от ударного взаимодействия звеньев. При этом причина движения поршня в зазоре рассматривается в геометрической постановке и определяется как следствие смещения результирующей сил давления газов относительно оси поршня.

Пригодность жесткой модели остова подтверждает многолетний опыт её применения. Эта модель до настоящего времени остается основной при нормировании условий сопряжения в парах остова как при постройке дизелей , так и в процессе эксплуатации. Широкое использование такой модели остова в практике постройки и эксплуатации ДВС объясняется значительными запасами жесткости конструкций и относительно низким уровнем форсирования МОД. Однако, при всех достоинствах описанной модели,следует отметить её недеформируемость, которая свойственна идеальному механизму. Для реального остова современного форсированного МОД необходимо разработать более совершенную модель,условно названную нами динамической.

I.I.3. Динамическая модель остова

Поведение остова как динамической системы подразумевалось всегда. Однако,построение упругой модели остова до настоящего времени производилось лишь в частных случаях.В литературе имеется значительное число исследований, содержащих представление остова динамической моделью. Однако, в большинстве своем эти модели наделяются только свойствами балки. Причем, как правило, упругие деформации в моделях остова приводятся к оси рамовых подшипников. Вероятно, это связано с особенностью условий работы пары остов -коленчатый вал.

В работе /79 / показана зависимость деформаций фундаментной рамы МОД от теплового состояния двигателя и сделаны выводы о возможности превышения при деформировании величины допусков на неплоскостность фундаментной рамы и, как следствие этого, изменения зазоров в подвижных парах и появления ненормальностей при работе двигателя. Предложено упреждать тепловые деформации ф.р. за счет соответствующей установки ее при монтаже на судне.

В работах / 18,80 / рассматривается изгиб ф.р. МОД совместно с судовым фундаментом как следствие неравномерного температурного поля судового фундамента и двигателя, а также при различных посадках судна. Полученные выводы показывают возможность прогибов в период эксплуатации фундаментной рамы на величины значительно превышающие допуски на ее неплоскостность при монтаже. Предлагается устранять чрезмерный изгиб ф.р. за счет повышения жесткости судового фундамента и упреждающего прогиба его на момент монтажа дизеля на судне.

Приведенные в работах / 18,79,80 / рекомендации устранения влияния чрезмерных деформаций судового фундамента за счет упреждающего изгиба не соответствует представлению остова в качестве упругой системы .Упругие деформации ф.р. зависят не от исходной формы рамы, а определяются величиной и характером действующих нагрузок (тепловых, от действия сил и т.п.) . Очевидно, как следствие исследований приведенных в этих работах, целесообразным должен быть вывод о рациональности распределения монтажных зазоров в размерных парах остова из условия исключения жестких контактов и перекосов в сопряжениях КМ для принятого диапазона нагрузок.

Этому соображению в полной мере соответствует предположение о необходимости учета упругого деформирования оси коленчатого вала двигателя при нормировании раскепов / 114 / с учетом тепловых деформаций ф.р. Нормы раскепов предлагается назначать с учетом определенного изменения формы рамы при прогреве двигателя.

В работе / 19 / приведены результаты натурных исследований изменений центровки КПМ МОД от изгиба ф.р. Зазор в парах втулка -поршень, для продельной плоскости двигателя, изменяется неравномерно по его длине - изменение зазора возрастает в направлении от средних к крайним цилиндрам. В данной работе .изменение зазора рассматривается как следствие геометрической связанности поршней с коленчатым валом,который изгибается совместно с ф.р.

В рассмотренных работах аппроксимация остова балкой имеет целью обеспечение благоприятных условий работы,прежде всего,коленчатого вала. Поэтому из обобщения работ / 18,19,79,80 /,нами предложена модель упругих изменений остова в виде системы,состоящей из 2-х балок шарнирно связанных упругими связями. Схематично построенная модель показана на рис.1.1. Эта модель отражает упругие изменения лишь нижнего пояс а, представляющего собой фундаментную раму остова. Изменение зазора из-за перекоса в паре втулка - поршень определяется здесь из выражения

1.3.)

- 18 где обозначения соответствуют рис. I.I.

В приведенном выражении величина утла перекоса [Ь характеризует неидентичность изгибов нижнего и верхнего поясов.

Представление остова подобной балочной системой отражает взаимное положение поверхностей пар остова и подвижных звеньев КПМ в статике.

Заключая обзор моделей остовов отметим, что в основном они могут быть аппроксимированы двумя типами моделей: статической и динамической.

Статическая - геометрическая модель - абсолютно жесткая, рассматривается как аналог стойки идеального КПМ. Эта модель используется для достижения соответствия остова с подвижными звеньями при сборке двигателя и анализа относительного положения звеньев в парах. Наличие зазоров в парах статической модели обусловливает формулирование требований к форме поверхностей в сопряжениях и относительного положения звеньев в парах,как факторов определяющих элементы сопряжения. Нагрузки в статических моделях рассматриваются только как факторы определенности связей.

Динамическая модель остова аппроксимирует его упругими балками, она обусловливает положение коленчатого вала и связанных с ним звеньев. Действующие на остов нагрузки учитываются в квазистатической постановке. Эта модель позволяет оценить влияние на деформации коленчатого вала и изменение зазора в псшзунных парах под действием изгибающих нагрузок,обусловленный неравномерным прогревом остова и изгибом его совместно с судовым фундаментом.

Рис. I.I. Модель упругих изменений положения базовых поверхностей остова при учете деформаций только фундаментной рамы.

1.2. Исследования упругих свойств остова

Остовы МОД представляют собой сложные пространственные конструкции, поэтолу расчетное определение их упругих свойств и деформаций на базе аналитических методов сопротивления материалов и строительной механики представляется невозможным.

В литературе исследования упругих свойств остовов в такой постановке не обнаружены. Однако, некоторые суждения и выводы о деформированном состоянии остова можно сделать на основании проводимых расчетов прочности остовов в рамной аппроксимации.

В работе / 104 / приведен расчет на прочность цельного остова тепловозного дизеля. При расчете остов рассматривается в виде многопролетной рамной конструкции (рис. 1.2) состоящей из 2-х силовых поясов (верхнего и нижнего) связанных между собой посредством стоек. Выделение в расчетной схеме двух поясов (балок) соединенных посредством упругих связей-стоек сделано в предположении распределения упругих удлинений стоек в виде перемещений верхнего и нижнего поясов относительно некоторой зоны раздела (нулевых) перемещений. Верхняя и нижняя части рамы рассматриваются независимыми относительно зоны нулевых перемещений и расчет их производится раздельно. Положение зоны раздела перемещений устанавливается расчетным путем в зависимости от соотношения жесткостей верхнего и нижнего силовых поясов из выражений А/ F9KQE ^ hH

F»£' А. "А. ' (1'4) где обозначения взяты из рис. 1.2. сСв , - податливость опор верхней и нижней балок расчетной схемы.

JB 1н\ С а) У

J&

J777 S/St oL

S777 //М А

S777 1 zrr? s///

Г77Г О С

777Г~

•С

8)

Рис. 1.2.Построение расчетной схемы остова, а - силовая схема остова; б)-разделение основной силовой схемы блока на две из условия существования зоны нулевых перемещений.

Выражения (1.4) могут быть использованы для определения взаимовлияния деформаций поясов остова.

Выполненные расчеты и тензометрирование остова / 104 / показали, что сила давления газов работающего цилиндра воспринимается тремя отсеками блока - смежными с нагружаемым. Таким образом, как следствие результатов работы / 104 / можно заключить, что упругие деформации остова обусловлены жесткостью поясов, соединяющих стоек, а также действием газовых и инерционных сил.

Аппроксимация остова многопролетной рамой представляет приближенную идентификацию реальной конструкции, ее использование в расчетах прочности нашло достаточно широкое применение только вследствие сравнительной простоты и возможности применения аналитического метода. Применение такой модели и связанного с ней метода соответствовало основной цели - приближенной оценки прочности. Так как при аппроксимации ряд элементов конструкции не учитывается, то реальная конструкция по сравнению с расчетной моделью оценивалась с некоторым запасом прочности. Построенная таким образом модель представляется еще менее точной при определении упругих свойств элементов остова.

Использование рамных аппроксимаций для выполнения расчетов жесткости методами сопротивления материалов представляется возможным только для частных случаев при сравнительно простых формах деталей, а для остовов дизелей сопровождается погрешностью,которую трудно оценить.

Расчеты жесткости остовов ряда типов среднеоборотных двигателей оказалось возможным выполнять на базе МКЭ и МСЭ, они интенсивно разрабатывались в последнее время в ЛКИ под руководством профессора Истомина П.А. /7, 33, ИЗ /. Применение этих методов стало эффективным с появлением современных мощных ЭВМ. В настоящее время МКЭ и МСЭ успешно применяются для анализа НДС многих инженерных сооружений - машин, самолетов,кораблей, гидротехнических сооружений и др. Благодаря повышению мощности ЭВМ открылись широкие возможности выполнения подробных исследований напряжений и деформаций в конструкциях со сложной геометрической формой.

Применение МКЭ для расчета жесткости остова в зависимости от мощности ЭВМ и объема решаемых задач обусловило представление остовов различными расчетными моделями в виде стержневых /33, ИЗ /, пластинчато-стержневых /33, ИЗ / и более сложных аппроксимаций / 7, ИЗ /. В этих работах показано совершенствование методов расчета в направлении всеобъемлющего охвата деталей конструкций расчетными моделями. Оценка жесткости исследуемых остовов, как возможность методов, иллюстрируется представлением их деформированных состояний от действия рабочих нагрузок ОЦГ и сил инерции (СИ) подвижных звеньев КПМ. Однако, практическая приложимость результатов расчета жесткости затронута лишь в работе / ИЗ / . Здесь рассмотрено изменение формы постелей рамовых подшипников и смещение осей расточек их в дизеле 40ДМ под действием рабочих нагрузок.

Как недостаток приведенных работ с использованием МКЭ и МСЭ следует отметить некоторую неполноту расчетов, заключающуюся в исключении из них определения зазоров в подвижных парах, а также в игнорировании условий сопряжения неподвижных деталей. При определении нагрузок иногда используется вероятностный подход. В расчетах учитываются силовые нагрузки, передаваемые остову от сил давления газов и сил инерции. Эти расчеты выполнены для монолитных безрамных остовов среднеоборотных двигателей.

Использование МКЭ, по неизвестной причине, не нашло еще применения в задачах оптимизации жесткости конструкций остовов и связанных с ним частей двигателя. Важность этой задачи и эффективность получаемых результатов при совершенствовании конструкций убедительно показана в работе /89/. В этой работе на основании результатов расчетно-экспериментальных исследований устанавливаются главные и вспомогательные звенья в системе связанных деталей и за счет целенаправленного перераспределения их жесткостей показаны возможности практического повышения надежности конструкции.

Расчетно-экспериментальное исследование жесткости деталей остова судового МОД приведено в работе /22/. При этом, на плоских металлических моделях, представляющих поперечные перегородки двигателя в масштабе 1:10, исследовалось влияние на НДС нагрузок от ОДГ. В результате исследований установлено, что жесткость распределяется неравномерно в вертикальном и горизонтальном направлениях поперечного сечения двигателя. Анкерные связи воспринимают около 30% нагрузок от СДГ, а их положение в остове определяет действие силовых потоков от этого типа нагрузок. В работе показано, что форма постелей рамовых подшипников при затяжке анкерных связей приобретает элиптичность до 0,06%. В выводах, для улучшения условий работы подшипников коленчатого вала, предлагается повышать жесткость фундаментной рамы (ф.р.) и судового фундамента.

Экспериментальное исследование жесткости натурного остова приведено в работе /53/. При исследовании определялось изменение относительного положения поверхностей направляющих ползуна и вертикальные смещения поперечной балки ф.р. (рис.1.3) двигателей ДКРН 74/160-2 и ДКРН 75/160-2 при затяжке а.с. При этом установлено, что изменение относительного положения направляющих носит неравномерный характер по высоте двигателя. Это косвенно подтверждает выводы работы / 22 /. Вертикальные смещения поперечной балки ф.р. у двигателя ДКРН 75/160-2 оказались значительно ниже, чем у серийного двигателя ДКРН 74/160-2, что подтвердило эффективность выполненных конструктивных изменений в этом двигателе.

Как недостаток исследований / 22,53 / отметим учет только статических нагрузок при эксперименте, а также исследование деформаций только в поперечных перегородках остова.

Неравномерность жесткости частей остова нередко обусловлена несовершенством его формы. Исследования / 107 / двигателя ДЮО показали , что коэффициент податливости отдельных участков остова различен. Наибольшие величины относятся к участкам, включающим в себя подвески (опоры коленчатого вала), а наименьшие -к участкам вертикального листа. Различная податливость опор верхнего и нижнего валов объясняется различной жесткостью верхней и нижней частей блока, а также наличием горизонтальной связи для нижнего опорного пояса.

Переменный характер нагрузок действующих в деталях дизеля приводит к необходимости обеспечения жесткости при конструировании двигателя в качестве основного фактора, определяющего долговечность конструкции / 71 /. Именно критерий жесткости, определяющий взаимодействие звеньев в сочленениях, позволяет обеспечить длительную исправную работу машин /66, 71, 93, 102, НО /. Расчет двигателя только на прочность и пренебрежение жесткостью зачастую приводит к появлению разрушений в системе связанных деталей образующих составные конструкции. Такими разрушениями являются обрывы крепежных болтов, износы контактных затяжкой анкерных связей. номинально неподвижных) стыков, нарушение плотности соединений, повреждение рамовых подшипников, образование трещин в деталях остова /71 , ,89, 97/.

1.3. Выводы

Анализ работ, посвященных вопросам определения упругих характеристик остовов позволяет выявить основные недостатки и допущения при решении указанных цроблем:

1. Существующее моделирование остовов построено, в ос-носном, на допущениях идеальности КПМ. В некоторых работах упругие свойства учитываются локально для отдельных элементов конструкции.

2. Модели, условно названные нами динамическими не носят универсального характера. Существующие модели до настоящего времени не применялись для определения кинематических свойств остовов. При построении динамических моделей рассматривается преимущественное влияние изгибных изменений формы ф.р. на условия работы коленчатого вала и связанных с ним ползунных групп. Влияние уравновешенных систем сил (внутренняя уравновешенность) на сопряжение деталей остова и в ползунной паре, а также изменение формы базовых поверхностей, применительно к остовам крупногабаритным МОД , не учитывается.

3. Исследования жесткости остова не связаны непосредственно^ с конкретными проблемами повышения надежности ДВС как при проектировании так и в процессе эксплуатации. Вопросы нормирования жесткости в исследованиях не затрагиваются.

4. Круг проблем, связанных с жесткостью остовов в ряде случаев решается в целом. Наименее исследованы вопросы, связанные с жесткостью частей составных остовов МОД вдоль линий действия а.с. и влияние затяжки последних на перекосы в ползунной паре.

I.3.I. Цели исследования

По нашепчу мнению модель остова, представленная динамической системой, создающей (достаточное на современном уровне исследований) представление о кинематических свойствах КПМ МОД в условиях эксплуатации, может быть построена с использованием шарнирно-стержневой аналогии. Использование стержней и шарниров оказалось удобным для выражения кинематических свойств идеальных механизмов и широко применяется. Поэтому нецелесообразно отказываться от применения их в моделях остова.

Основным достоинством стержневой модели подвижной системы является простота, наглядность и возможность установления несложным расчетным путем геометрических изменений относительного положения звеньев КПМ.

Модель остова может быть использована при решении целого ряда проблем технической эксплуатации МОД, в частности, если требуется:

- определить условия центровки КПМ МОД ;

- увязать нормирование зазоров в парах КПМ с НДС остова ;

- определить условия и нормы затяжки крепежных деталей остова ;

- обосновать порядок приработки сопрягаемых поверхностей ;

- обосновать правила оценки технического состояния остова ;

- оценить работоспособность остовов при аварийных повреждениях стыков ;

- обеспечить жесткость остова еще на стадии проектирования двигателя.

- определить условия взаимной фиксации деталей составного остова (омоноличивания конструкции).

Учитывая сказанное, весьма актуальным представляется разработка упругой модели остова МОД, адекватной реальной конструкции.

Целью исследования, таким образом, является:

1. Провести исследования жесткости остова МОД по направлениям действия главных систем сил в вертикальной продольной плоскости ;

2. Определить геометрические изменения относительного положения звеньев в ползунных парах ;

3. Определить причины снижения жесткости составного остова ;

4. Разработать методы восстановления жесткости остова в условиях эксплуатации ;

5. Создать обобщенную модель для расчета деформаций остова ;

6. Определить причины износа стыков составных остовов;

7. Выполнить квазистатические расчетные исследования изменений формы остова МОД и зазоров в ползунных парах КПМ ;

8. Сопоставить результаты расчетных исследований с экспериментальными данными.

1.3.2. Методы исследования

До настоящего времени определение рассматриваемых кивы погналось нематических свойств остоваТв" частных случаях и нередко осуществлялось экспериментально. В данной работе для этой цели ис

Пользуется МКЭ-на базе линейной теории упругости /37, 83/, что дает возможность рассмотрения механизма двигателя совместно с остовом.

Применение МКЭ позволяет сравнительно быстро произвести расчет ряда дискретных деформированных состояний остовов различающихся между собой по конструктивному исполнению, что особенно ценно для целей сравнения и определения условий работы двигателей остова.

Однако, применение МКЭ не умаляет ценности эксперимента в натурных условиях. Так как в этом случае имеется возможность получения наиболее достоверной информации о поведении конструкции с учетом всех реальных нагрузок. Расчетные методы обычно принимаемые на допущениях всегда неполно отражает реальное поведение конструкции.

Широкое использование экспериментальных исследований для определения жесткости остова в данной работе обусловлено составной конструкцией остова. Условия сопряжения поверхностей в стыках двигателя определить в процессе эксплуатации затруднительно. Моделирование составной конструкции в расчетных исследованиях в данной работе осуществлено приближенно, представлением стыков упругими элементами, но подвижность в стыках не учитывается.

Для решения поставленных задач расчетного исследования существующие програмные комплексы /109/ дополнены блоками определения относительного положения положения звеньев в парах остова и деформаций базовых поверхностей присоединения к остову вспомогательных узлов и деталей. При расчетах используется конечноэле-ментный подход в плоской постановке.

Задачи экспериментального исследования решаются методами бесконтактных измерений текущего значения зазора в функционально подвижных сопряжениях. Геометрические изменения относительного

- 31 положения в стыках деталей остова регистрируются с применением контактных методов. Для осуществления экспериментальной части задачи двигатель дооборудован рядом измерительных устройств оригинальной конструкции разработанных автором.

Заключение диссертации по теме «Судовые энергетические установки и их элементы (главные и вспомогательные)», Пащенко, Иван Егорович

215 -ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

Выполненные теоретические и экспериментальные исследования позволяют сделать следующие выводы и рекомендации.

1. Традиционное представление остова как жесткой стойки КПМ является условным и неточным, т.к. не учитывает его деформации от рабочих нагрузок дизеля. Вследствие этого условия взаимодействия остова в кинематических парах и стыках деталей рассматриваются статичными, что исключает выявление причин повреждений и снижения несущей способности сопряжений.

2. Предложено, с учетом конечной жесткости материала, кинематическую функцию остова представлять комплексно в виде свойства влиять на траектории подвижных звеньев КПМ, элементы сопряжения пар и форму базовых поверхностей установки на остове функциональных узлов и деталей двигателя. Комплексное представление кинематической функции позволяет обусловить нормы деформаций остова на стадии проектирования и в процессе эксплуатации, а также объяснить топологическую регулярность повреждений деталей и узлов МОД.

3. Структура, пропорции и свойства составных остовов МОД определяют неравномерное перемещение поверхностей установки цилиндровых втулок и опор коленчатого вала от действия СДГ и усилий затяжки а.с. Перемещение опорных поверхностей цилиндровых втулок по отношению к опорам коленчатого вала определяется соотношением 5:1.

Установлено, что вертикальная составляющая нормальной жесткости остова в существующих МОД изменяется в широком диапазоне в зависимости от фирмы-строителя дизеля. В условиях эксплуатации вертикальная составляющая нормальной жесткости остова МОД определяется постоянной и переменной компонентами. Переменная компонента, обусловлена KIY в стыках и геометрическими факторами, неравномерна по длине остова. Предложены два метода повышения вертикальной составляющей нормальной жесткости в эксплуатации путем устранения переменной компоненты. Использование методов повышения жесткости позволяет целенаправленно снижать уровень деформаций остова.

5. Установлено, что циклические перекосы в ползунных парах и проскальзывания в стыках верхней части остова в продольной плоскости МОД с повышением вертикальной составляющей нормальной жесткости уменьшаются. Это положение обосновывает необходимость нормирования вертикальной составляющей нормальной жесткости остовов и указывает на возможность повышения эксплуатационной надежности МОД.

6. Предложены модели деформаций остова в вертикальной продольной плоскости двигателя от действия уравновешенных нагрузок и нагрузок, обусловленных эксплуатационной неравномерностью температурных полей. Использование моделей позволяет рационально оценивать деформированное состояние остовов и определять причины изменений его в процессе эксплуатации.

7. Предложены приближенные критерии жесткости остовов в виде углов относительного перекоса поверхностей сопряжения в продольной плоскости от действия эксплуатационных нагрузок. Применение критериев позволяет при проектировании наилучшим образом оптимизировать кинематические условия ползунных пар трения по отношению к идеальному КПМ, а также сравнивать различные остовы по этому показателю.

8. Разработан приближенный алгоритм расчета изменений зазоров в размерных парах остова. Применение алгоритма расчета позволило определить закономерности изменений зазоров в парах остов -цилиндровая втулка, остов - шток поршня, цилиндровая втулка -поршень. Расхождение расчетных и экспериментальных зависимостей по размаху изменений зазоров в паре остов - шток поршня не превысило 30%.

9. На формирование характера зависимостей изменений зазоров в ползунных парах в продольной плоскости двигателя оказывают СДГ. Влияние ударного взаимодействия звеньев в ползунных парах проявляется в нерегулярном изменении относительного положения поверхностей с амплитудой до 35% от размаха, обусловленного СДГ. Изменение зазоров в ползунной паре в поперечном направлении двигателя определяется преимущественно нормальной составляющей движущих сил и взаимодействием поршневых колец с продувочными окнами.

10. Установлено, что износы стыков поясов остова обусловлены действием СДГ цилиндров, смежных с рассматриваемым.

11. Установлено, что пространственное положение направляющих и базовых поверхностей остова определяется независимым влиянием геометрических и силовых факторов деформаций. Предложено нормировать силовые и геометрические факторы деформаций составных остовов при эксплуатации МОД. Нормирование силовых и геометрических факторов деформаций позволит целенаправленно влиять на пространственное положение направляющих, форму базовых поверхностей и условия взаимофиксации деталей остовов в стыках.

12. Хорошее совпадение расчетных и экспериментальных зависимостей упругого деформирования остова подтверждает правомерность принятых допущений в расчетном исследовании, а также пригодность построенного алгоритма для исследования упругих изменений в парах любого остова рядного двигателя.

Разработанные аналитические, численные и экспериментальные методики оценки деформаций остовов могут быть рекомендованы для практического использования при учете конечной жесткости остовов МОД и решения задачи оптимизации условий сопряжения в кинематических парах КПМ и стыков составных остовов МОД. Представляется, что построенные модели деформаций и критерии вертикальной составляющей нормальной жесткости остовов найдут широкое применение при технической эксплуатации судовых дизелей.

В настоящее время методика повышения жесткости составных остовов МОД использована при составлении инструкций по технической эксплуатации остовов в Черноморском морском пароходстве. Акт внедрения прилагается.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Пащенко, Иван Егорович, 1984 год

1. АЛФЕРОВ Н.В.Причины разрушений подшипников в судовых двигате-лях.Л.,Труды ЦНИИМФ,вып.125.

2. АСТАХОВ С.В.,ВАТИПКО Б.А.ДОЛЯВКО А.П.Оценка надежности судовых механизмов при проектировании и эксплуатации.- Л., Судостроение,1979.

3. АФАНАСЬЕВ А.С.,ЛЯХОВЕЦКИЙ З.А.,ПИЛЮГИН В.А.Предотвращение износа лап рубашек цилиндров дизелей "Бурмейстер и Вайни типа VT2BF (ДКРН 74/160-2) вызванного перемещением их относительно ресивера.ЦБНТИ ММФ.Экспресс-информация, вып.28(324),1973.

4. АФАНАСЬЕВ А .С. ,ЛЯХОВЕЦКИЙ З.А.,ПИЛЮГИН В.А.Трещины на рубашках цилиндров дизелей Бурмейстер и Вайн типа ДКРН 74/160-2, возникающие вследствие подвижки опорных лап относительно ресивера.ЦБНТИ ММФ.Экспресс-информация,вып.2(360),1975.

5. БАСКОВ П.А.Исследование динамических деформаций остовов однорядных судовых дизелей.Автореферат канд.дис.Л.,ЛКИ,1972.

6. БОЙКО В.В.Основы системного подхода к расчету остовов дизелей методом суперэлементов."Двигателеотроениеи,Ш,1979.

7. БОЙКО В.В.Исследование двух и трехмерного напряженно-деформированного состояния остова среднеоборотного дизеля. Автореферат канд.дис.Л.,ЦНВДИ,1980.

8. БОЙКО В.В.,ИСТОМИН П.А.Совместный расчет деформаций коленчатого вала и остова дизеля.Двигателестроение,1982,№3,с.17-20.

9. БОЙЦОВ Г.В.,КНОРИНГ С.Д. Прочность и работоспособность корпусных конструкций.Л.,Судостроение,1972.

10. БЦПКБ.Двигатели конструкции Бурмейстер и Вайн типа

11. ДКРН,ДКРН-2,ДКБН-3).Втулки цилиндров.450-114.050-04. Технические рекомендации.

12. БЦПКБ.Двигатели конструкции Бурмейстер и Вайн типа VT(2)BF;K~EF (ДКРН,ДКРН-2,ДКРН-3).Поршни цилиндров.450-114.050-05-01.

13. БУНИН В.А. и др.Результаты сравнительных испытаний прочности сварных блоков двигателей 2Д100.-М.,Труды ВНИТЕ ПЛИ, вып.7,1960.

14. БУДЭИНСКИЙ В.В.,ЯКОВЛЕВ А.В.Напряжения в корпусных деталях малооборотных дизелей.- В кн:Вопросы исследования надежности и динамики элементов транспортных машин и подвижного состава. Под ред.Л.Н.Никольского.- Брянск,БИТМ,1978.

15. ВАНШЕЙДТ В.А.Конструирование и расчеты прочности судовыхдизелей.Л.Судостроение,1969,с.640.

16. ВАНШЕЙДТ В.А.Основные направления развития современных мощных крейцкопфных дизелей с высоким наддувом.Учебное пособие. Л.,ЛКИ,1979.

17. ВИЛИГШЬД Ю.К.ДАРХУРИМ И.Я.Расчет упругих систем по методу конечных элементов.М.,Гипротис,1969.

18. ВЛАДИМИРОВ В.А.,ГРИНШПУН А.Е.Обкатка судовых малооборотных дизелей.2-е издание,перераб.и доп.М.,Транспорт,1982,с,236.

19. ВОЛКОВ Р.В.,ПЕТРУШИН А.Ф.Влияние степени загрузки судна надеформацию главных двигателей.Технология судостроения,И, 1975.

20. ВОЛКОВ Р.В.,МАЛЬЦЕВ Е.Е.Влияние изгиба судового крейцкопфного дизеля на центровку его узлов движения.Технология судостроения ,№8,1976,с.22-25.

21. ВОЛЧОК Л.Я.Методы измерения в двигателях внутреннего сгорания. М.Л.,Машгиз,1955,с.272.

22. ВРАГОВ Ю.Д71 Анализ компоновок металлорежущих станков.Основыкомпонетики.М.,Машиностроение,1978,о.208.

23. Г0РДИН П.В.Жесткооть деталей остова судовых малооборотных дизелей.Судостроение,№8,1975,с.23-26.

24. ДИЗЕЛИ.Справочник.Под ред.Ваншейдта В.А.,Иванченко Н.Н.,

25. Коллерова Л.К. Л.Машиностроение,1977,с.480.

26. ДАВЫДОВ Г.А.,ОВСЯННИКОВ М.К.Температурные напряжения в деталях судовых ждизелей.Л.Судостроение,1969,с.248.

27. ДВИГАТЕЛИ внутреннего сгорания.Конструкция и расчет поршневыхи комбинированных двигателей.Под ред.А.С.Орлина.М., Машиностроение,1972,с.464.

28. ДИЗЕЛИ: судовые,тепловозные и промышленные.Типы и основныепараметры.ГОСТ 4393-82.

29. ДИЗЕЛИ судовые,тепловозные и промышленные.Общие техническиеусловия.ГОСТ 10150-82.

30. ДИНАМИКА поршня четырехтактного дизеля в приложении к задачам диагностики цилиндро-поршневой группы.Винницкий М.Л. Труды ЦНИИМФ,вып.159,1972,с.70-78.

31. ДИЗЕЛИ крейцкопфные судовые главные.Технические требования к монтажу.ОСТ 5.9024-78.

32. Долговечность и износ двигателей при динамических режимахработы.Канарчук В.Е.,Наукова думка,1978,с.256.

33. ДОЛЕДКИЙ В.А.,БУНТОВ В.Н. и др.Увеличение ресурса технологическими методами.М.,Машиностроение,1978.

34. Д0ЛИНСКИЙ П.А.Центровка движения судовых дизелей.М.,Транспорт, 1971,с.248.

35. ДРАГАНЧЕВ X.С.Исследование напряженно-деформированного состояния остова однорядного судового дизеля.Автореферат канд.дис.Л.,ЛКИ.1975#

36. ДУКА В.В.Опыт технической эксплуатации главных двигателей7ДШ 5Q/IIO-2 на судах типа"Петрозаводск".ЦБНТИ ММФ. Экпресс-информация,вып.19(377),1975.

37. ЕЛЬНИК А.Е.,ЛОШАКОВ В.И.Исследование вибрационных и аккустических характеристик т/х"Борис Бутома".Труды ЦНИИМФ, вып.248,1979,с.80-92.

38. ЗИНОВЬЕВ В.А.Курс теории механизмов и машин.М.,Наука,1972.

39. ЗЕНКЕВИЧ 0.Метод конечных элементов в технике.Пер.с англ.М.,1. Мир,1975,с.541.

40. ИСТОМИН П.А.Кинематика и динамика поршневых ДВС с комбинирован** ними схемами.J1.,Судпромгиз, 19б1,о.304.

41. КАМИНСКАЯ В.В.,ЛЕВИНА З.М.,РЕШЕТ0В Д.Н.Станины и корпусные детали »М.,Машгиз,I960,с.197.

42. КАРАТЫШКИН С.Г.Динамически нагруженные подшипники судовых двигателей внутреннего сгорания.Судостроение,Л.,1968,0.136.

43. КАРПОВ Л.Н.,ЛЮТОВ И#Л.,ГАВРИЛОВ B.C.Двигатели с турбонадцувом (экс плуатация).М.,Транс порт,1971,с.280,

44. КУЛИКОВСКИЙ Л.Ф. Индуктивные измерители перемещений. Г осэнергоиз дат, М. -JI., 1961.

45. К0Н0ПАК0 П.И.,МАЛАХОВ Н.Д.Предупреждение образования трещин под опорными буртами цилиндровых втулок двигателей Бурмей-отер и Вайн.ЦБНТИ ММФ.Экспресс-информация,вып.1(437),1978.

46. Конструирование и расчет двигателей внутреннего сгорания.Учебник для ВУЗов /Н.Х.Дьяченко,Б.А.Харитонов,В.М.Петров и др.: под ред.Н.Х.Дьяченко Л.Машиностроение,1979,с.392.

47. КОРОЛЕВ Н.И.ЭКСПЛУАТАЦИЯ СУДОВЫХ ДИЗЕЛЕЙ.М.,Транспорт,1974,с.256.

48. К0Р0ТКИН Я.И.,ПОСТНОВ В.А. и др.Строительная механика корабля и теория упругости.Т.I.Судостроение,1968,с.424.

49. КОСОВСКИЙ В.А.и др.Исследование упругих прогибов коренных опор фундаментной рамы судовых дизелей 6ЧНСП 18/22.В кн.:Создание и техника обслуживания судов внутреннего плавания.Л., ЛИВТ,1977,с.34-37.

50. КОТЕЛЬНИКОВ Л.Д.Упругая податливость блоков цилиндров и коренных опор коленчатого вала дизелей 16ДН 23/30,16ЧН 26/26 и 6ЧН 30/38.М.,НИИИНФОРМТЯЖМАШ.ДВС,1968,№11,с.41-44.

51. КОТЕЛЬНИКОВ Л.Д.САЛТЫКОВ М.А.Влияние жесткости блока цилиндров дизеля на упругую податливость опор и напряженность коленчатого вала Энергомашиностроение,1971,№6,с.27-29.

52. КРАВЧУК С.П. Напряженно-деформированное состояние корпусных деталей подшипников тракторных двигателей. Минск,Наука и техника,1976,с.120.

53. КРЫЛОВ В.И. и др.Вычислительные методы.ТД.М.,Наука, 1976,с.303,

54. КРЫЛОВ Е.И.Надежность судовых дизелей.М.,Транспорт,1978,с.136.

55. КРЮКОВ В.В.,БУДЗИНСКИЙ В.В.Методы экспериментального исследования судовых малооборотных дизелей.Л.,Судостроение,1971,с.264.

56. КУЗНЕЦОВА С.А.Исследование несоосности коренных опор блоков двигателей HM3-238 НБ после ремонта.Научные трудн ЛСХИ, т.:368,Л.,1979,с.89.

57. КУЗЬМИН Р.В.Техническое состояние и надежность судовых механизмов .Судостроение,Л.,1974,с.336.

58. КУРДЮМ0В А.А.,ЛОКШИН А.З.и др.Строительная механика корабля и теория упругости.Т.2^Судостроение,1968,с.406.

59. ЛЕВИНА З.М.,РЕШЕТ0В Д.Н.Контактная жесткость машин.М.,Машиностроение, 1971,0.287.

60. ЛУКАШ Э.П.,ПАЩЕНКО И.Е.Некоторые особенности напряженно-деформированного состояния остова судового малооборотного дизеля.В кн:Инженерные проблемы судостроения и судоремонта.М., ЦРИА"Морфлоти,1982,с.80-85 ОИИМФ.

61. Л0ЙЩНСКИЙ Л.Г.,ЛУРЬЕ А.И.Курс теоретической механики.Ч.II, Динамика.Изд.3-е,Л.-М.,ГИТТЛ,1940,с.468.

62. ЛЯХОВЕЦИЙ 3.А.,АЛЕКСАНДРОВ А.А.Устранение подвижки деталей остова дизелей Бурмейстер и Вайн типа ДКРН 74/160-2. ЦБНТИ ММФ.Эко прес с-информация,вып.22(434),1977.

63. MAK-KPAKEH Д.,ДОРН У. Численные методы и программирование на фортране.Пер.с англ.М.,Мир,1977,с.584.

64. МАМОНОВ М.Т. Ремонт дизелей типа "Бурмейстер и ВайнН.М., Транспорт,1972,с.144.634МИРЮЩЕНК0 A.A.I ,ПАЩЕНКО И.Е.Анализ причин повреждений остовасудового малооборотного дизеля.ЦБНТИ ММФ.Экспресс-информа-ция,вып.10(4 46),1978,с.40-51.

65. МИШИН И.А.Долговечность двигателей.Л.Машиностроение (Ленинградское отделение),1976,с.288.

66. НАИДЕНК0 O.K.Конструирование корабельных двигателей внутреннего сгорания.Остов двигателя.Л.Военно-морская орденов Ленина и Ушакова академия,1969,с.91.

67. НИКИТИН Е.А.Сварные остовы турбопоршневых двигателей.- В кн:Тур-бопоршневые двигатели.М.,Машиностроение,1965,с.147-163.

68. Обнаружение и устранение дефектов судовых дизелейЛренков Н.А.,

69. М.,Трано порт,197 5,с.224. 68.ОВСЯННИКОВ М.К.,ПЕТУХОВ В.А.Эксплуатационные качества судовыхдизелей.- Л.,Судостроениеr1982,с.208. 69.ОРЛОВ П.И.Основы конструирования.Справочно-методическое пособие в 3-х книгах.КнД.Изд.2-е.М.Машиностроение,1977,с.623.

70. ОСИПОВИЧ Л.А.Датчики физических величин.- М.Машиностроение,1979,c.I59.

71. ПАУНДЕР. Судовые дизели Д.,Судостроение,1964,с.582.

72. ПАХ0ЛК0 В.В.Фреттинг в соединениях деталей остова судового дизеля.ММФ ЦБНТИ.Морской транспорт,экспресс-информация,вып. 14(474),1979,с.23-29.

73. ПАХ0ЛК0 В.В.Прочность и колебания деталей остова судового МОД.

74. ММФ.ЦБНТИ.Морской транспорт,экспресс-информация,вып.23(483),1980,с.З-25.

75. ПАЩЕНКО И.Е. О причинах перемещений втулок цилиндров двигателей Бурмейстер и Вайн в нижнем уплотнении.ЦБНТИ ММФ.Экспресс-информация ,вып.16(452),1978,с.3-13.

76. ПАЩЕНКО И.Е.Способ контроля параллельности оси штока поршня с поверхностью направляющих крейцкопфного дизеля.ЦБНТИ ММФ. Экспресс-информация,вып.22(458),1978,с.3-9.

77. ПАЩЕНКО И.Е.Некоторые рекомендации по совершенствованию технической эксплуатации остовов судовых малооборотных дизелей. ЦБНТИ ММФ.Морской транспорт,вып.17(477),1979,с.3-12.

78. ПАЩЕНКО И.Е.,ФОКА А.А.Идентификация функциональных параметров кинематических пар ЦПГ судовых ДВС по косвенным показателям напряженно-деформированного состояния остова.-Двигате-лестроение,1983,№12,с.45-47.

79. ПЕТРОВСКИЙ И,В.Судовые двигатели внутреннего сгорания и их эксплуатация .М.,Транспорт,1966,с.504.

80. ПЕТРУШИН А<«Ф.К вопросу о тепловых деформациях фундаментных рам главных дизелей.- Технология судостроения,1974,НО.

81. ПЕТРУШИН А.Ф. Деформации судовых дизелей.- Технология судостроения,1976,Ш.

82. ПИВЕН И.Д. и др.Приборы для испытания прочности и вибрации судов .Л.Судостроение,1967,с.199.

83. ПИМЕНОВ А.Я.,БРИКЕР А.С.К вопросу возникновения трещин в посадочных буртах цилиндровых втулок дизелей Бурмейстер и Вайн. ЦБНТИ ММФ.Экспресс-информация,вып.22(252),1971.

84. ПОСТ НОВ В.А.ДАРХУРИМ И.Я.Метод конечных элементов в расчетахоудовых конструкций.Л.Судостроение,1974,с.342.

85. П0СТН0В В.А.Численные методы расчета судовых конструкций.Л., Судостроение,1977,с.279.

86. Правила технической эксплуатации судовых дизелей.ММФ,Рекламин-формбюро ММФ,М.,1974,с.92.

87. Предотвращение аварий судовых двигателей внутреннего сгорания. Возницкий И.В.,Иванов Л.А. Транспорт,1971,с.192.

88. Расчет упругой конструкции с использованием ЭВМ.Под ред. Филина А.П. Т.I,Т.2.JI.,Судостроение,1974.

89. РАБИНОВИЧ С.Г.Погрешности измерений.- Л.,Энергия,1978,с.262.

90. Регистр СССР.Правила классификации и постройки морских судов;. Транспорт.Л.,1981,с.960.

91. Ремонт судовых дизелей.Рукавишников Н.Ф.,М.,Транспорт,1978.

92. РЕШЕТ0В Д.Н.Работоспособность и надежность деталей машин.М., Высшая школа,1974,с.206.

93. Р03ИН Л.А. Метод конечного элемента в применении к упругим системам.М.,Стройиздат,1977,с.129.

94. Р01АНСКИЙ Г.С.Судовые двигатели внутреннего сгорания.Учебник для ВУЗов.Л.Судостроение,1969,с.424.

95. РОХЛИН А.Г. Технология производства судовых дизелей.Л.Судостроение ,1968,с.343.

96. РОСТОВЦЕВ Д.М. Матричный метод расчета прочности: стержневых конструкций корпуса судна.Л.,ЛКИ,1974,с.66.

97. РУДЕНК0 В.Г.Динамика судовых дизелей с учетом поршневых зазоров (основы общей теории и метод расчета).Автореферат канд. дис.,Оде сса,ОВИМУ,1970.

98. РУЗГА 3.Электрические тензометры сопротивления.М.,Мир,1964.

99. РЫЖОВ Э.В.Контактная жесткость деталей машин.М.Машиностроение, 1966, с. 196.

100. САЛТЫКОВ М.А.Применение метода эквивалентной рамы для расчета плоских контуров переменной жесткости в несущих деталях и узлах двигателей.- В кн:Проблемы развития комбинированныхдвигателей внутреннего сгорания.М.,Машиностроение,1968, с.65-81.

101. САЛТЫКОВ М.А. и др.Развитие методов и средств исследования прочнооти ооновных несущих деталей и узлов транспортных дизелей. В кн:Развитие комбинированных двигателей внутреннего огорания.М.,Машиностроение,1974,с.103-123.

102. Сопротивление материалов.Феодосьев В.И.Главная ред.физ.-матем. лит-ры изд-ва "Н аука",М.,1972,с.424.

103. Совершенствование основных узлов турбопоршневых двигателей.Под ред.д-ра техн.наук А.С.Орлина.М.Машиностроение,1974,с.268.

104. СМИРНОВ О.Р.,ЮДИЦКИЙ Ф Л.Надежность судовых энергетических установок.Л.,Судостроение,1974,с.280.

105. СТЕФАНОВСКИЙ Б.С.и др.Испытания ДВС.М.,Машиностроение,1972.

106. СТЕЦЕНКО Е.Г.,ТЕРЕЩЕНКО К.И.Деформация блока дизеля типа Д100 при статической нагрузке.- Труды ЦНИИ МПС,вып.437,с.56-65.

107. Х08.СТРЕНГ Г.,ФИКС Дж.Теория метода конечного элемента.Пер с англ.М.,Мир,1977,с.349.

108. Ю9.СУВАРН0 В.и др.Инструкция по расчету конструкций методами конечного элемента.Одесса,ОИИМФ,1976,с.55.

109. O.TAHATAP Д.Б.Дизели.Компоновка и расчет.Л.,Морокой транпорт, 1963,с.434.

110. Ш.Теплонапряженность и долговечность цилиндропоршневой группы судовых дизелей.Семенов B.C. М.,Транспорт,1977,с.182.

111. П2.ТУРИЧИН А.И. Электрические измерения неэлектрических величин. Л.,Энергия,1975,с.575.

112. ФАМ ВАН ТХЕ.Исследование напряженно-деформированного состояния остова среднеоборотного У-образного судового дизеля.Канд. дис.Л,,ЛКИД977,с.215.

113. ФОКА А.А.Учитывать температурный фактор.Морской флот,1977,№1, с.48-49.

114. Судостроение,1970,с.336. 120.Эксплуатация дизелей типа "Бурмейстер и Вайн".Малахов Н.Д.,

115. Транспорт,1969,с.96. 121.Эксплуатационные характеристики судовых малооборотных дизелей. Фомин ЮЛ.,Транспорт, 1968,с.304.

116. ЯБЛ0НСКИЙ А.А.Курс теоретической механики.Ч.И.Динамика.Изд. 4-е доп.М.,Высшая школа,1971,с.488.

117. ЯКОВЛЕВ В .Ф»Измерения деформаций и напряжений деталей машин. М.-Л.,Машгиз,1963,с.365.

118. BORCEAU,$.,WOJCIK,Z.Some aspects of the behaviour in serviceof crankshafts & their bearings.1968.Internat.Shipbuild. Progr.,15,161.p.3-14.

119. B0RGEAUD,P.E.A.,1973.The development of a direct drive diesel engine.Trans.I.Mar.E.,Vol.85,p.3*

120. Faiplay Int.Shipping Weekly,1982,v.281,No.5132,p.23 24.

121. MASHIDA TOMIZO and others.Lateral deformation of cylinder block.Haukan kukan,Intern.Combust.Engine,1977,v.16 No.2.128.0STERGAAD ANDERS. Progress with the B&W K-GF engine. Motor

122. Ship,1975,v.56,No.568.p,103 104. 129.SHMIDT-SORENSEN,J.1971.Development of B&W K-GF engines.Trans. Inst.Mar.E.v.83,p.13»

123. The Motor Ship,1980,v.61,No.721,p.23 26.

124. The Motor Ship,1982,v.62,No.739,P.11.

125. The Motor Ship,1982,v.63,No.743,p.37 42.