МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ПРИРАБОТКИ ПРИ НЕСОВЕРШЕННОЙ СМАЗКЕ
Зелинский В.В., Бабкин Д.А. (МИ ВлГУ, г. Муром, РФ)
The results of researches directed on improvement of quality bench extra earnings of engines of internal combustion, in particular on an establishment of rational character of increase of effective power and frequency of rotation of the engine in process extra earnings are resulted.
Вследствие неизбежных погрешностей механической обработки и сборки, тем более при капитальном ремонте, в опорах скольжения двигателей внутреннего сгорания (ДВС) первоначальный контакт поверхностей трения реализуется по вершинам волн и более протяженным пятнам соприкосновения, обусловленными перекосом от установки, монтажными и тепловыми деформациями, отклонениями от цилиндричности, соосности и др. На этих пятнах контакта в процессе технологической обкатки ДВС может частично и полностью отсутствовать гидродинамический эффект вплоть до приближения к экстремальным условиям. Но вследствие локальности условия трения контактов с несовершенной смазкой практически не отражаются на общих усредненных показателях трения: температуре и вязкости масла в картере двигателя, давлении масла в системе маслоснабжения, мощности механических потерь и др. Между тем при неблагоприятном сочетании уровня отмеченных макрогеометрических погрешностей и степени трибологического несовершенства режима обкатки на пятнах контакта с граничной или смешанной смазкой образуются очаги схватывания, приводящие к заеданию и задиру. В таких условиях усиливается роль прирабатываемости антифрикционного материала подшипников как компенсатора местных перегрузок (перегревов) от погрешностей геометрии контакта и режима подвода к нему внешней нагрузки и скорости скольжения, предусмотренного технологической обкаткой.
В свете изложенного, в данной статье приведены результаты экспериментального моделирования процесса приработки при несовершенной смазке подшипниковых сплавов в условиях возрастающей нагрузки при ряде постоянных скоростей скольжения. Опыты проводились в соответствии с программой работ, проводимых совместно с ОАО «Муромтепловоз».
Эксперименты проводились на машине трения в условиях
циркуляционного смазывания моторным маслом М10Г по схеме «колодка-ролик» на
образцах размером 10 мм х 17 мм, вырезанных из серийных вкладышей подшипников
скольжения для коленчатого вала двигателя ЯМЗ-238. Использовались вкладыши с антифрикционным
слоем из свинцовистой бронзы БрС30 и из алюминиево-оловянного сплава АО20-1.
Оба сплава имеют одинаковую структуру «мягкие включения в твердой основе». В
качестве контртела использовался ролик из стали 45. С целью минимизации
гидродинамического эффекта у образцов-колодок были уменьшены угол обхвата
ролика колодкой (
=250) и отношение ширины
l к диаметру d ролика (l/d=0,25).
Предварительная оценка подтвердила, что исчезновение гидродинамического эффекта
у неприработанного сопряжения происходит при малом внешнем давлении q
и температуре трения t. Оценка производилась на основе использования
диэлектрических свойств масляного слоя при пропускании электрического тока
низкого напряжения (10 мВ). Испытания проводились при скоростях скольжения V1=0,85 м/c, V2=1,45 м/с, V3=2,65 м/с. Применялось
ступенчатое нагружение до одного и того же контурного давления 25 МПа по трем
алгоритмам: №1 - с возрастающими приростами нагрузки, №2 - с постоянными
приростами нагрузки, №3 – с убывающими приростами нагрузки. Во всех случаях
наибольший уровень прироста нагрузки подбирался опытным путем с соблюдением
условия отсутствия заедания, тем более при V2 и V3,
инициирующих повышенные температуры трения. В процессе испытаний
контролировались момент трения, температура трения вблизи поверхности с помощью
термопары, линейный износ колодок индуктивным методом, качественно уровень
гидродинамического эффекта по падению напряжения в контакте трущихся образцов.
Первостепенное значение при технологической приработке имеют температурные условия протекания процесса, т.к. работа трения до 90% преобразуется в тепло. Главными факторами теплообразования являются контактное давление, коэффициент трения и скорость скольжения. Высокие контактные давления при приработке инициируются несогласованностью поверхностей трения по форме и фактической площади контакта. Благодаря пластическому деформированию и изнашиванию эта несогласованность снижается, но ценой повышенного разогрева трибослоя, облегчая тем самым возникновение схватывания. Отсюда следует, что температура трения является своеобразным предвестником непоправимых разрушений поверхности. И чем ниже температура трения, тем отдаленнее процесс приработки от заедания и задира.
Оценка по температуре трения приработки исследуемых сплавов при различных алгоритмах нагружения и скоростях скольжения V1, V2 и V3 показала, что как по динамике роста температуры в ходе испытаний, так и по температуре, соответствующей окончанию приработки (таблица 1), существенным преимуществом обладает сплав АО20-1.
Таблица 1 – Температура окончания приработки
|
Алгоритм нагружения |
Сплав АО20-1 |
Сплав БрС30 |
||||
|
V1 |
V2 |
V3 |
V1 |
V2 |
V3 |
|
|
№1 |
80 |
105 |
128,5 |
125 |
140 |
159 |
|
№2 |
70 |
100 |
122 |
120 |
128 |
152,5 |
|
№3 |
62 |
93 |
103 |
104 |
117 |
131,5 |
Оценка влияния характера нагружения по температуре трения выделяет как наименее теплонапряженный алгоритм №3, обеспечивающий температуру окончания приработки для обоих сплавов существенно более низкую (до 20%) при всех скоростях скольжения, чем алгоритмы №1 и №2. В таком же соотношении находятся и текущие температуры в ходе приработки. Отмеченный эффект пониженного теплообразования алгоритма №3 полностью согласуется и со значениями коэффициентов трения f. При этом анализ динамики изменения f в процессе приработки показал, что нагружение по алгоритму №3 обеспечивает не только самые низкие f, но и наиболее стабилизированные их значения практически во всем диапазоне изменения нагрузки (рис. 1). Это указывает на более благоприятную структурную подстройку трибослоя при нагружении по алгоритму №3 и вовлечение в ее механизм слоя материала определенной толщины [1]. Очевидно, что изменений только площади фактического контакта от изнашивания, как приработочной реакции трибослоя, недостаточно, т.к. резерв в этом направлении мал, а для пластического “расплющивания” микровыступов деформации слишком малы. Наибольшие деформации трибослой претерпевает прежде всего в направлении действия приложенной комбинированной (нормальной и касательной) нагрузки [2].
Анализ динамики изнашивания при различных условиях приработки, а также оценка величин износа за весь ее период (таблица 2), показал, что сплав БрС30, несмотря на его более высокую твердость, хуже сопротивляется приработочному изнашиванию, чем сплав АО20-1.
1 – Алгоритм нагружения №1; 2 - Алгоритм нагружения №2; 3 - Алгоритм нагружения №3
Рисунок 1 – Изменение коэффициента трения при приработке сплава БрС30 при V2=1,45 м/с
Оценка влияния алгоритма нагружения на уровень приработочного износа также показала небольшое преимущество алгоритма №3. Сравнение предварительно измеренной средней исходной высоты микронеровностей на поверхности трения колодок с уровнем сближения (линейного износа) трущихся поверхностей позволило установить, что в процессе приработки первичный шероховатый слой антифрикционного материала полностью изнашивается уже на первых этапах нагружения. Равновесная шероховатость поверхностей формируется за пределами начального микрорельефа. Следовательно возникновение повреждений антифрикционного трибослоя при местных перегрузках и перегревах в процессе приработки не имеет связи с исходной микрогеометрией поверхности. Быстровозрастающая фактическая площадь контакта, пропорциональная сближению в степени 2…3 [2], снижает контактные давления в такой же возрастающей степени, что следует из условия пластического контакта. Значит вновь деформируемая равновесная шероховатость поверхности проявляется лишь в обеспечении гидродинамического режима смазки. А способность к восприятию все более возрастающего давления (т.е. приработочные антизадирные свойства единицы поверхности) формируются уже за счет других оптимизационно-защитных механизмов [3].
Таблица 2 – Величина суммарного износа
|
Алгоритм нагружения |
Сплав АО20-1 |
Сплав БрС30 |
||||
|
V1 |
V2 |
V3 |
V1 |
V2 |
V3 |
|
|
№1 |
6,8 |
9,8 |
15,5 |
9,8 |
11,7 |
15,2 |
|
№2 |
7 |
9,4 |
13,6 |
9,6 |
11 |
13,4 |
|
№3 |
6,6 |
9,05 |
14 |
9,2 |
11 |
14,5 |
Проводя оценку по длительности приработки необходимо отметить, что при проведении опытов ставилась задача обеспечения процессу приработки на каждой ступени нагрузки естественного развития на основе самоорганизации. Поэтому за момент окончания приработки на промежуточных нагрузках принималась устойчивая стабилизация момента (силы) трения и температуры.
Сравнение значений общей длительности приработки в различных условиях (представлено в таблице 3) показывает, что приработка с нагружением по алгоритму №3 обеспечивает существенно меньшую (до 30%) общую длительность процесса при всех скоростях скольжения, чем приработка в иных условиях.
Таблица №3 – Общая длительность приработки
|
Алгоритм нагружения |
Сплав АО20-1 |
Сплав БрС30 |
||||
|
V1 |
V2 |
V3 |
V1 |
V2 |
V3 |
|
|
№1 |
77 |
140 |
168 |
84 |
140 |
179 |
|
№2 |
64 |
120 |
146 |
63 |
120 |
156 |
|
№3 |
50 |
115 |
118 |
49 |
116 |
121 |
Литература
1. Джонсон К. Механика контактного взаимодействия. М.: Мир, 1989. – 510 с.
2. Трение, износ и смазка (трибология и триботехника)/А.В. Чичинадзе, Э.М. Берлинер, Э.Д. Браун и др.; Под общ. Ред. А.В. Чичинадзе. – М.: Машиностроение, 2003. – 576 с.
3. Зелинский В.В. Новое о механизмах приработки антифрикционных подшипниковых материалов/ Современные материалы и технологии – 2002. Сборник статей международной научно-технической конференции. – Пенза, 2002. с. 141-144