何曉聰

(中國船級(jí)社舟山辦事處，浙江 舟山 316000)

艉管后軸承高溫一直是船舶軸系的高發(fā)問題。某 30萬噸級(jí)VLCC在海外航行時(shí)遭遇大風(fēng)浪，當(dāng)時(shí)風(fēng)力8～9級(jí)，七級(jí)浪，涌浪6～9 m，艉管后軸承發(fā)生高溫報(bào)警，溫度迅速達(dá)到171 ℃，艉軸區(qū)域振動(dòng)明顯。艉軸抽出后檢查發(fā)現(xiàn)，艉管后軸承合金融化，整個(gè)貫穿艉軸表面合金燒融，中間軸法蘭和艉軸法蘭接觸面有類似高頻振動(dòng)造成的腐蝕。中間軸承右側(cè)有細(xì)小合金碎末，右側(cè)軸瓦間隙幾乎為零，判斷是由于艉管后軸承損壞導(dǎo)致的軸系振動(dòng)和偏心所致。由于靠泊的海外船廠無船塢，船舶只能?？看a頭進(jìn)行臨時(shí)修理，在漂浮狀態(tài)下抽出艉軸并進(jìn)行光車處理，對(duì)艉管后軸承的白合金進(jìn)行重新澆注。但后續(xù)試航過程中，發(fā)現(xiàn)停車后艉管后軸承的溫度不降低反而升高了6 ℃左右。再次動(dòng)車后，艉管后軸承溫度雖有短暫的下降但還是繼續(xù)上升到40.5 ℃，停車后艉管后軸承的溫度再次升高到48.8 ℃。船舶回國后進(jìn)塢，再次抽出艉軸進(jìn)行檢查，分析原因。

1 軸系冷態(tài)負(fù)荷的初步測(cè)量

船舶進(jìn)塢前，采用負(fù)荷頂舉試驗(yàn)法，測(cè)量軸系的冷態(tài)軸承負(fù)荷，頂舉位置與軸系校中計(jì)算書相同，測(cè)量軸系的軸承冷態(tài)實(shí)際負(fù)荷網(wǎng)見表1。其中，各軸承的理論計(jì)算值取自軸系校中計(jì)算書中的螺旋槳浸沒50%狀態(tài)下的軸承冷態(tài)計(jì)算負(fù)荷，現(xiàn)將最小理論值設(shè)為理論計(jì)算值的80%，最大理論值設(shè)為理論計(jì)算值的120%，若軸承實(shí)測(cè)負(fù)荷在最小理論值和最大理論值之間，即視為滿足要求。進(jìn)塢前軸承冷態(tài)負(fù)荷值見表1。

由表1可見，艉管前軸承和中間軸承的實(shí)測(cè)負(fù)荷不在最小理論值和最大理論值之間，不滿足軸系校中要求。

表1 進(jìn)塢前軸承冷態(tài)負(fù)荷值 N

按照《鋼質(zhì)海船入級(jí)規(guī)范》的要求，對(duì)采用軸系校中計(jì)算的軸系，一般采用負(fù)荷頂舉試驗(yàn)測(cè)量冷態(tài)的軸承實(shí)際負(fù)荷值，其與計(jì)算值的誤差一般應(yīng)不超過±20%。主機(jī)主軸承至少為正負(fù)荷，且對(duì)柴油機(jī)直接傳動(dòng)軸系，應(yīng)檢查柴油機(jī)曲軸臂距差，并符合柴油機(jī)廠的有關(guān)規(guī)定[1-2]。本船主機(jī)的型號(hào)為7S80ME-C9.2，共9道主軸承。一般情況下，軸系狀態(tài)對(duì)主機(jī)最后3道主軸承的影響較大。因此，在考慮主機(jī)軸承負(fù)荷時(shí)，主要考慮主軸承No.9、No.8及No.7的軸承負(fù)荷。

2 艉管后軸承及艉柱的檢查

艉軸抽出后發(fā)現(xiàn)，艉管后軸承最后面底部180°范圍內(nèi)有寬約20 m的合金碾壓區(qū)域，但艉管前軸承和中間軸承的狀況良好，無異常磨損。艉軸表面近觀檢查，情況正常；艉軸錐部無損檢測(cè)，結(jié)果良好。此外，由于海外修船過程中，艉管后軸承在澆注時(shí)，未考慮艉軸光車的補(bǔ)償問題，因此軸承間隙比原始設(shè)計(jì)圖紙略大，但仍滿足規(guī)范要求。

為了判斷軸系狀態(tài)，采用激光照光法對(duì)軸系中心線的偏差進(jìn)行測(cè)量。[3-5]其中，艉管后軸承的中心線偏差見圖1。

圖1 艉管后軸承更換前的中心線偏差

可以看出，艉管后軸承呈現(xiàn)雙斜率，對(duì)應(yīng)的斜率分別為0.000 7 mm/mm、0.000 2 mm/mm，即0.70 mm/m和0.20 mm/m。查閱其軸系校中計(jì)算書和艉管后軸承圖紙后，發(fā)現(xiàn)其原始設(shè)計(jì)為單斜率0.30 mm/m，初步判斷該艉管后軸承存在異常。

考慮到艉管后軸承的磨損可能是由艉柱變形引起。故將艉管后軸承拉出，采用激光照光法對(duì)軸系中心線偏差進(jìn)行重新測(cè)量。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，艉柱的中心線垂向偏差達(dá)到0.104 mm、中心線水平偏差達(dá)到0.055 mm，超出了設(shè)計(jì)圖紙0.030 mm的要求。此外，通過測(cè)量艉柱內(nèi)圓直徑發(fā)現(xiàn)，艉柱內(nèi)圓的圓度偏差達(dá)到0.080 mm，超出了設(shè)計(jì)圖紙0.025 mm的要求。

鑒于上述情況，需要鏜孔加工艉柱，以消除可能因艉管后軸承受損導(dǎo)致的艉柱本體變形引發(fā)的中心線偏差、失圓等缺陷，使其達(dá)到原始軸系設(shè)計(jì)圖紙要求，并使艉管后軸承中心線斜率、接觸面積達(dá)到原始設(shè)計(jì)要求，以確保軸系有足夠的安全儲(chǔ)備系數(shù)。

3 更換艉管后軸承及艉柱鏜孔加工

考慮到該船在本次大風(fēng)浪事故發(fā)生前運(yùn)行狀態(tài)一直良好，且其姊妹船并未出現(xiàn)類似情況，故決定先恢復(fù)該船建造時(shí)的圖紙技術(shù)要求；然后再根據(jù)軸承負(fù)荷及軸承溫度情況決定是否采取進(jìn)一步措施。為此，需要對(duì)艉柱進(jìn)行鏜孔加工，恢復(fù)其中心線和圓度，同時(shí)更換艉管后軸承，以恢復(fù)軸承斜率。

艉柱鏜孔加工后，采用激光照光法對(duì)軸系中心線偏差進(jìn)行重新測(cè)量，中心線垂向偏差縮小至0.024 mm、中心線水平偏差縮小至0.018 mm，滿足設(shè)計(jì)圖紙0.030 mm的要求。同時(shí)，艉柱內(nèi)圓的圓度偏差縮小至0.010 mm，滿足設(shè)計(jì)圖紙要求的0.025 mm。

在定制艉管后軸承時(shí)，參照原設(shè)計(jì)圖紙，采用單斜率0.30 mm/m。艉管后軸承壓裝后，采用激光照光法重新進(jìn)行軸系中心線的測(cè)量，其中艉管后軸承的中心線偏差見圖2，呈現(xiàn)單斜率，斜率為0.000 3 mm/mm，即0.30 mm/m。可見，艉柱鏜孔加工和更換艉管后軸承后效果比較理想。

圖2 艉管后軸承更換后的中心線偏差

4 調(diào)整中間軸承的高度

船舶出塢后，采用負(fù)荷頂舉試驗(yàn)法測(cè)量軸系的軸承冷態(tài)負(fù)荷。其中，艉管前軸承和中間軸承的實(shí)測(cè)負(fù)荷分別為25 800 N、284 500 N，均不在其最小理論值和最大理論值之間，不滿足軸系校中要求，為此，必須優(yōu)化軸系狀態(tài)。考慮到該船中間軸承與其軸承機(jī)座的連接是采用墊片拂配加上螺栓固定的形式，因此調(diào)整中間軸承的高度，是最為便捷的措施。

中間軸承調(diào)整高度計(jì)算見表2。

表2 中間軸承的負(fù)荷調(diào)整計(jì)算結(jié)果 N

其中理論計(jì)算值和軸承影響系數(shù)均取自軸系校中計(jì)算書。從表2可以得出如下結(jié)論。

當(dāng)中間軸承高度降低0.68 mm時(shí)，中間軸承負(fù)荷的計(jì)算值達(dá)到最小理論值150 238 N；當(dāng)中間軸承高度降低0.30 mm時(shí)，中間軸承負(fù)荷的計(jì)算值達(dá)到最大理論值225 358 N。

當(dāng)中間軸承高度降低0.47 mm時(shí)，艉管前軸承負(fù)荷的計(jì)算值達(dá)到最小理論值102 727 N；當(dāng)中間軸承高度降低0.79 mm時(shí)，艉管前軸承負(fù)荷的計(jì)算值達(dá)到最大理論值154 091 N。

由此可見，中間軸承的高度調(diào)整值在0.47～0.68 mm之間即可，本次選取0.50 mm。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)中間軸承高度降低0.50 mm時(shí)，艉管前軸承和中間軸承的負(fù)荷分別為107 183、185 452 N，滿足規(guī)范要求。此時(shí)，主機(jī)的No.9主軸承亦滿足廠家技術(shù)要求，而主機(jī)的其他主軸承情況類似。實(shí)際效果應(yīng)以負(fù)荷頂舉試驗(yàn)法測(cè)量的軸承冷態(tài)負(fù)荷數(shù)據(jù)為準(zhǔn)。

5 軸系冷態(tài)負(fù)荷的復(fù)測(cè)及航行試驗(yàn)

5.1 軸系冷態(tài)負(fù)荷的復(fù)測(cè)

中間軸承高度降低0.50 mm后，采用負(fù)荷頂舉試驗(yàn)法，測(cè)量軸承的冷態(tài)負(fù)荷，測(cè)量結(jié)果見表3。

表3 中間軸承高度調(diào)整后各軸承的冷態(tài)負(fù)荷測(cè)量值 N

由表3可見，艉管前軸承和中間軸承的軸承負(fù)荷分別為123 400、189 700 N，滿足規(guī)范要求。而此時(shí)主機(jī)的No.9主軸承、No.8主軸承、No.7主軸承的軸承負(fù)荷，經(jīng)與主機(jī)廠家確認(rèn)，亦滿足其技術(shù)要求。此外，主機(jī)各缸對(duì)應(yīng)的曲軸臂距差的測(cè)量數(shù)據(jù)也經(jīng)主機(jī)廠家確認(rèn)滿足要求?？梢?，中間軸承高度的調(diào)整達(dá)到了預(yù)期目標(biāo)，但實(shí)際運(yùn)行情況應(yīng)結(jié)合航行試驗(yàn)加以驗(yàn)證。

5.2 航行試驗(yàn)

航行試驗(yàn)時(shí)，船舶的艏吃水6.5 m，艉吃水11.0 m，螺旋槳處于全部浸沒狀態(tài)。試航經(jīng)歷加速、減速、回轉(zhuǎn)等過程，海水最高溫度20.7 ℃，試航過程中艉管前、后及中間軸承、No.9主軸承出現(xiàn)的最高溫度分別為30.5、33.6、37.1、56.2 ℃，整個(gè)試航過程中軸系溫度及運(yùn)行狀況均正常。

試航結(jié)束后，采用負(fù)荷頂舉試驗(yàn)法測(cè)量軸系熱態(tài)負(fù)荷，其中艉管前軸承、中間軸承、No.9主軸承、No.8主軸承、No.7主軸承的負(fù)荷分別為90 100、232 200、126 300、430 700、374 600 N，滿足軸系校中計(jì)算書和主機(jī)廠家技術(shù)要求。此外，主機(jī)曲軸臂距差的測(cè)量數(shù)據(jù)也滿足主機(jī)廠家規(guī)定。

6 艉管后軸承高溫的成因分析

本船發(fā)生艉管后軸承高溫的主要原因是艉柱本體變形引發(fā)的中心線偏差和失圓等缺陷，導(dǎo)致艉軸與艉管后軸承之間的油膜欠佳，軸承非正常磨損，致使后尾軸承溫度異常升高。

查閱軸系校中計(jì)算書，發(fā)現(xiàn)冷態(tài)下螺旋槳浸沒50%時(shí)艉管后軸承的比壓為0.699 MPa，而艉管后軸承的最大允許比壓為0.8 MPa，其裕度值一般。船舶在大風(fēng)浪天氣下，螺旋槳的槳葉可能部分露出水面，螺旋槳下方由于受到水的反作用力而產(chǎn)生彎曲力矩，使得艉管后軸承負(fù)荷增加，容易發(fā)生艉管后軸承高溫現(xiàn)象，導(dǎo)致艉管后軸承尾部磨損嚴(yán)重或者燒融。

本船的艉密封一直在使用環(huán)保油，而環(huán)保油的黏度一般比礦物油粘度低，在主機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)速度較低且時(shí)間較短的情況下，油膜很難形成，導(dǎo)致潤滑不良而引起軸承損傷。另外，環(huán)保油的油膜厚度一般比礦物油的油膜厚度薄，運(yùn)轉(zhuǎn)初期的磨合能力差，這也可能是造成軸承高溫的原因之一[6]?？紤]到空氣密封在正常運(yùn)行時(shí)，不存在油水界面，可將原環(huán)保油更換為普通礦物油，本次將該輪油潤滑艉密封改為空氣密封，艉軸與艉管后軸承之間的潤滑條件得到進(jìn)一步改善，從而降低艉管后軸承發(fā)生高溫的風(fēng)險(xiǎn)。

7 結(jié)論

艉柱變形可能會(huì)引起艉軸承異常磨損，致使其溫度異常升高。采用負(fù)荷頂舉試驗(yàn)法可有效測(cè)量軸承負(fù)荷，判斷軸系狀態(tài)。利用激光法測(cè)量軸系中心線偏差和圓度偏差，在工程實(shí)際中方便高效，有助于發(fā)現(xiàn)和解決問題。調(diào)整中間軸承的高度是優(yōu)化軸系狀態(tài)的簡(jiǎn)便措施之一，此時(shí)要充分考慮軸承高度的調(diào)整對(duì)各軸承負(fù)荷的影響。另外，采用空氣密封可改善艉管后軸承的潤滑條件，艉管軸承的設(shè)計(jì)裕度值也值得注意。此外，艉管后軸承在澆注時(shí)未考慮艉軸光車的補(bǔ)償問題，是本次修理的不足之處。