Задать вопрос:





Статьи

Статьи>> Критерий задиростойкости сопряжения кулачок — плоский толкатель автомобильного дизеля

Критерий задиростойкости сопряжения кулачок — плоский толкатель автомобильного дизеля

Безотказность работы двигателей внутреннего сгорания в основном определяется тепловыми процессами, учитывающими температурные вспышки в трибосопряженных элементах. Разработаны физические основы и математическое описание модели для теплофизических процессов, основу которой представляют дробная по времени временная часть оператора теплопроводности, функция распределения плотности поверхностных дефектов в форме температурно-временного скейлинга и синэнергетический эффект формы настройки теплового импульса. Проводится расчет поверхностных температур в трибосопряженной паре кулачок — толкатель дизеля КамАЗ-740. Результаты расчета сопоставляются с опытными данными и позволяют установить критический режим работы данной пары.

Микроконтактное схватывание и сопутствующие ему натиры, задиры и заедания трущихся сопряжений являются наиболее распространенным и опасным видом изнашивания, определяющим не только ресурс, но и безопасность двигателей внутреннего сгорания. Многолетний опыт исследования характера и механизмов разрушения трущихся деталей высокофорсированных автомобильных дизелей позволил определить узлы, подверженные этому виду изнашивания.

К ним относятся: верхнее компрессионное кольцо — гильза цилиндра; маслосъемное кольцо — гильза цилиндра; поршень — гильза цилиндра; кулачок распределительного вала — толкатель; клапан — направляющая втулка; подшипники распределительного вала; подшипники коленчатого вала и нижней головки шатуна.

Внешним проявлением схватывания является во многих случаях задир поверхностей, однако при использовании материалов с высокими антифрикционными свойствами либо при быстрой смене условий работы пары трения схватывание развивается менее интенсивно и проявляется в увеличении до катастрофического уровня скорости изнашивания, без видимых глазом повреждений.

Этот вид разрушения характерен для сопряжений кулачок — плоский толкатель высокофорсированных автомобильных дизелей. В результате внешнего и фрикционного нагрева и больших сдвиговых сил масляная пленка, являющаяся обязательным условием нормальной работы кулачка и толкателя, может разрушиться.

В настоящее время имеется ряд теоретических и экспериментальных критериев задиростойкости самой различной структуры. К наиболее физически обоснованным можно отнести гидродинамический и температурный критерий.

Существует мнение, что отсутствие схватывания может быть гарантировано лишь в том случае, когда толщина смазочной пленки немного превышает суммарную высоту микронеровностей этих поверхностей. Такое условие известно как упругогидродинамический (УГД) критерий. Тем не менее, попытка применения УГД критерия для расчета заедания зубчатых колес колодки показала, что он достаточен для исключения возможности заедания, поскольку это может происходить в условиях граничной смазки и не связано с разрывом УГД пленки.

Температурный критерий — критерий суммарной критической температуры в контакте. Согласно современным представлениям существует определенная критическая температура Ткр, не зависящая от условий работы сопряжения, превышение которой приводит к разрушению граничного смазочного слоя.

Таким образом, условие отсутствия схватывания Тповmax > Ткр, где Тповmax — суммарная температура в контакте.

Разрушение смазочного слоя является необходимым, но недостаточным условием для возникновения схватывания. Образование начальных участков схватывания происходит на пятнах фактического контакта, энергетический уровень которых превышает определенный, характерный для каждого материала, порог схватывания [2].

При анализе работы пар трения, как правило, основное внимание уделяется изучению протекающих в них теплофизических процессов. Нагрузка, относительная скорость перемещения, физико-механические и теплофизические характеристики поверхностей трения, а также другие важные параметры могут быть интегрально учтены распределением температур в трибосоединениях. В процессе работы трибосопряжения формируется определенная структура поверхностного слоя [3]. После завершения приработки силы трения и изнашивания квазистабилизируются. В этом случае трибосопряжение адаптируется к условиям трения, его состояние в максимальной степени приближается к стационарному неравновесному и может быть описано с позиций открытых стационарных и неравновесных термодинамических систем. Поэтому в настоящее время особенное значение приобретает теоретическое описание тепловых процессов и новых форм их математического моделирования, учитывающего указанные выше эффекты в трибосопряжениях.

При внешнем и внутреннем трении всегда происходит преобразование механической энергии в тепловую. Доля такого преобразования без смазочного материала может достигать 90 % и более [4]. Поэтому процессы физико-химической динамики, которые реализуются в трибосопряжениях, существенно зависят от теплового и температурного режимов их поверхностей. Экспериментальные данные подтверждают положения молекулярно-кинетической теории трения и указывают на то, что воздействие механических факторов на интенсивность изнашивания значительно меньше, чем воздействие поверхностной температуры [4]. Как правило, максимальная температура на пятне фактического контакта представляется в виде суммы Тповmax = Тповср + Твсп где Тповср - средняя температура поверхности; Твсп — мгновенное приращение температуры на пятне фактического контакта.

Причем при расчете Тповср и Твсп решают отдельные краевые задачи контактной теплопроводности с граничными условиями второго рода для одного и того же источника q(t) с теми или иными приближениями и допущениями для конкретных типов трибосопряжений. На втором этапе моделирования износа поверхностей в парах трения большинство авторов либо остаются на позициях термомеханики, решая задачи связанной или несвязанной термоупругости или термопластичности, инженерные приложения, которые достаточно трудоемки, либо используют феноменологические или полуэмпирические зависимости [10].

В последнее время при математическом моделировании сложных механохимических и теплофизических процессов все большее применение находит метод совмещенного их описания и представления в единой математической модели. В работе [8] предлагается обобщенная математическая модель совмещенных тепловых и износных процессов в паре трения, позволяющая на первом ее этапе определить Тповср и Твсп, а затем по Тповmax рассчитать безразмерную величину линейного износа одного из тел пары за время действия источника q(t).

Полагая, что температурные вспышки моделируются субдиффузионными процессами [9], граничная задача для совмещенных процессов в условиях действия источника импульсного типа q(t) формулируется следующим образом:

общее решение которой в соответствии с методом расщепления оператора теплопроводности [8] имеет вид:

где us(t) = Ts(f)/T0, t = t/tu — безразмерное время, usпов(t) и usвсп(t) соответствуют Тповср и Твсп. Линейный износ h(t) одного из тел пары находится решением уравнения

Ps(t,Ts)q(t)=c1p1ln us(t)Ts(t)dh1/dt, h1(0)=0 (3)

Индексы 1 и 2 ставятся соответственно у показателей тела и контртела.

Операторы Дt-γ/2 , Дt в (2) являются операторами дробного интегрирования в форме Лиувилля—Летникова [8]:

Представление мощности температурных вспышек в (2) выбирается в виде

где показатель дробности у = 1 / (1 + (Ре)0,5 ), Ре = vod/a1 — число Пекле, d — характерный размер микродефекта (неоднородности), А = q0α0(a1tu)0,5/(λ1T0), q0 = fскvскpфак, α0 - коэффициент разделения тепловых потоков на поверхности контакта трибосопряжений: α0 = 1/(1 + λ2(a1)0,5/(λ1(a2)0,5)) при Ре ≤ 0,4, α0 = 1/(1 + 0,25( π)0,5λ2(Pe)0,51) при Ре > 0,4. Форма мощности температурных вспышек (5) выбирается в соответствии с общим видом критериального уравнения теплопередачи Nu=kPen. Показатель дробности γ в операторе теплопроводности Дtγ соответствует форме представления α0. Причем при γ = 1 модель (1) описывает чисто диффузионные тепловые процессы, а при 0 < γ < 1 — субдиффузионные. Таким образом, краевая задача (1) и ее обобщенное решение (2) позволяют описать совмещенные тепловые процессы с учетом температурных вспышек как на обогреваемой поверхности (usпов =1), так и на поверхности теплового фронта (второе слагаемое usпов в форме (2) и (5)).

В работе [5] была введена функция распределения времени появления поверхностных и структурных дефектов Ps(t, us(t)), которая в соответствии с результатами работы [9] может быть представлена в рамках случайных временных фрактальных моделей, описывающих миграцию возбуждений в перколяционных системах, в которых случайными являются энергии узлов или величина их взаимодействия. Когда скорости перехода активационных процессов в рассматриваемом случае — аналог "тепловой эрозии", они экспоненциально зависят от энергии (температуры), функция распределения Ps(t, us(t)) будет иметь алгебраическую форму температурно-временного скейлинга [9]:

Ps(t, us(t)) = (1-c(t)γ)tγ+1/us(t) (6)

К аналогичному результату приводит кинетическая теория Журкова, в которой долговечность нагружаемого тела отражает усредненную скорость протекания процесса его разрушения, связанного с накоплением во времени локальных повреждений.

Реализуемые на практике формы тепловых импульсов f(t) изменяются от гиперболической до параболической, имея в среднем треугольный профиль [10]. Для практических приложений решения (2) и уравнения (3) будем полагать, что

f(τ) = f(τ, c(t), γ) = τc(t) (1 - τγ) (1 + c(t)) (1 + c(t) + γ)/2γ (7)

Алгебраическая форма температурно-временного скейлинга (6) справедлива при "длительных" временах [9]. Поэтому показатель c(t) = T0/Ts(t) = 1/us(t) в (6) и (7) является функцией "внешнего" времени t в операторах Дt-γ/2 , Дt [11]. Тогда правая часть представления (2) с учетом (4)...(7) может быть проинтегрирована по "внутреннему" времени τ и τ1. В результате выполненных преобразований получается алгебраическая форма уравнения (2), которая может быть разрешена относительно us(t) в интервале значений 0 ≥ t ≤ 0. Форма обобщенного решения (2) в виде us(t) = usпов(t)+ usвжП(t), где usвжП(t) = us0вжП(t) + usфрвжП(t) позволяет установить позволяет установить температуру вспышек как на поверхности раздела тел пары трения (us0вжП), так и на температурном фронте (usфрвжП(t)) поверхностной температуры (usпов(t)). Кроме того, в результате решения уравнения (2) устанавливается форма теплового импульса f(τ) = f(τ, c(t), γ) (6), которая позволяет учитывать синергетический эффект "настройки" теплового импульса при заданных параметрах А и γ.

Проведем тепловой расчет сопряжения кулачок — толкатель выпускного клапана дизеля КамАЗ-740 в соответствии с предложенной в статье моделью совмещенных тепловых процессов (2), учитывающей особенности работы рассматриваемой пары трения. Считая, что в режиме температурных вспышек можно полагать f(τ) = 1, получим явную алгебраическую форму уравнения (2) для us(t) при Ре > 0,4:

Для решения полученного уравнения необходимо установить представления комплексов А и Ре в уравнении (8). Комплекс А = q0α01tu)0,5/(λ1To) учитывает теплофизические свойства элементов трибосопряжения и его механические и энергетические характеристики, представленные в табл. 1 и 2.

1. Теплофизические параметры трибосопряжения

Элемент трибосопряжения Теплоемкость удельная с, Дж/(кгК) Тепловодность λ, Вт/(мК) Плотность ρ, кг/м3 Теплопроводность а1,2, м2
Кулачок 500 28 7800 8,125·10-6
Толкатель 500 54 7600 1,3·10-5
Масло 217 0,13 950 8,25·10-7

2. Механические характеристики трибосопряжения

Показатель Значение Показатель Значение
Частота вращения кулачкового вала, мин-1 1200 Средняя температура деталей (масла), °С 95
Суммарная жесткость пружин клапана, Н/мм 37 Модуль упругости материала кулачка, Па 2.1·1011
Сила предварительного сжатия пружины, Н 723 Модуль упругости материала толкателя, Па 1.75·1011
Момент инерции динамический коромысла, кг·мм2 0.42·10-2 Коэффициент Пауссона материала кулачка 0.3
Расстояние от оси коромысла до оси клапана, м 45·10-3 Коэффициент Пауссона материала толкателя 0.28
Расстояние от оси коромысла до оси толкателя, м 29.9·10-3 Микротвердость материала кулачка, МПа 6700
Масса толкателя, кг 0.18 Микротвердость материала толкателя, МПа 6800
Масса клапана, сухарей, втулки клапана, кг 0.46 Шероховатость поверхности кулачка Ra, мкм 0.32
Масса пружины клапана, кг 0.3 Шероховатость поверхности толкателя Ra, мкм 0.16
Масса штанги толкателя, кг 0.2 Температурный коэффициент, °С-1 4
Диаметр тарелки клапана, м 67.57·10-3 Вязкость кинематическая масла при tср, м2 0.114·10-4
Радиус затылка кулачка, м 18.5·10-3 Температурный коэффициент вязкости масла,°С-1 1
Приращение угла поворота кулачка,° 1 Пьезокоэффициент вязкости масла, МПа-1 0.015
Угол начала выборки теплового зазора,° 94.5 Длина линии контакта, м 16.5·10-3

Для определения комплекса А необходимо знать приведенный радиус кривизны кулачка и толкателя Rпр (рис. 1), а также скорость скольжения кулачка vск (рис. 2), скорость перемещения точки контакта по кулачку vк (рис. 3) и силу на кулачок (рис. 4), которые определялись по методике, предложенной Л.В. Корчемным.

Рис. 1. Зависимость приведенного радиуса кривизны от угла поворота распределительного вала

Рис. 2. Зависимость скорости сколжения от угла поворота распределительного вала

Рис. 3. Зависимость скорости перемещения точки контакта по кулачку от угла поворота распределительного вала

Рис. 4. Зависимость суммарной силы, действующей на кулачок, от угла поворота распределительного вала

Для расчета теплового потока q0 = fскvскpфак необходимо определить давление на пятне фактического контакта pфак, для чего рассчитывалась площадь фактического контакта с учетом шероховатости контактирующих поверхностей и способа их обработки по методике [21]. Контурная площадь контакта определялась по формуле Герца (рис. 5). Зависимость pфак от угла поворота распределительного вала приведена на рис. 6.

Рис. 5. Зависимость ширины контакта по Герцу от угла поворота распределительного вала

Рис. 6. Зависимость фактического давления в зоне контакта от угла поворота распределительного вала

Коэффициент трения скольжения с элементами качения fск (рис. 7) определялся по методике Ю.Н. Дроздова [12], учитывающей микротвердости, модули упругости контактирующих материалов, шероховатости поверхностей, скорости скольжения и перемещения точки контакта по кулачку и динамическую вязкость смазочного материала.

Рис. 7. Зависимость коэффициента трения от угла поворота распределительного вала

Наличие скольжения и большие градиенты давления приводят к тому, что смазка в контакте кулачка с толкателем работает при высоких скоростях сдвига. Тепловыделение от сдвига повышает температуру смазки на десятки и даже сотни градусов и повышает температуру тел вблизи контакта. Быстрое (10-5 с) прохождение смазки через область высокого давления аналогично взрывным явлениям. Высокие давление и скорость сдвига приводят к весьма сложному поведению смазки, в частности к проявлению нелинейно-вязких и релаксационных эффектов.

При увеличении нагрузки или снижении скорости качения шероховатость начинает существенно влиять на трение и тепловой режим в контакте. Толщина пленки становится переменной и весьма малой в области контакта выступов. При локальных толщинах порядка 10-8 м возможен переход к граничному трению. Однако при толщине смазочного слоя, примерно равной среднеарифметическому отклонению профиля от средней линии Ra, как правило, обеспечивается угругогидродинамический режим трения [1]. По результатам проведенного расчета толщины смазочного слоя между кулачком и толкателем дизеля КамАЗ-740 в районе вершины кулачка существенно меньше величины Ra, что указывает на возможность нарушения масляной пленки на наиболее высоких выступах шероховатости поверхностей (рис. 8) [1].

Рис. 8. Зависимость толщины масляной пленки от угла поворота распределительного вала

Теплофизические параметры системы кулачок — толкатель со смазочной пленкой вычисляются по предложенной А.В. Чичинадзе [13] методике.

Теплофизические свойства системы кулачок-смазка:

теплопроводность

температуропроводность

Теплофизические свойства системы толкатель-смазка:

теплопроводность

температуропроводность

где h — толщина смазочной пленки.

В комплекс А входит также множитель (atu)0,5, где tu — время контакта. В рассматриваемом трибосопряжении tu определялось из отношения ширины контакта по Герцу к скорости перемещения точки контакта по кулачку и составило 10-4...10-5 с.

Комплекс Ре определяли как среднее значение Pe = (Pek + Pem)/2. При этом Рет и Pek зависят от скорости скольжения толкателя по кулачку vск, полуширины контакта по Герцу b и от температуропроводности материалов соответственно толкателя aтм и кулачка aкм с учетом смазочной пленки:

Peт = (vскb)/aтм; Pek = (vскb)/aкм

Все полученные величины Ре (рис. 9) находятся в диапазоне от 45 до 150, поэтому коэффициент распределения тепловых потоков вычисляли по формуле
α0 = 1/(1 + 0,25(π)0,5λ2(Pe)0,51). Результирующее представление комплекса А показано на рис. 10.

Таким образом, комплексы Ре и А (рис. 9, 10) позволяют по предлагаемой модели (уравнение (8)) определить тепловой режим в зоне контакта системы кулачок—толкатель (рис. 11), где указаны опытные точки, полученные в результате исследования четырех распределительных валов, взятых с дизелей КамАЗ-740, отработавших в эксплуатации от 80 до 100 тыс. км. На двух исследованных кулачках произошло катастрофическое изнашивание вершин.

Рис. 9. Зависимость комплекса Pe от угла поворота распределительного вала

Рис. 10. Зависимость комплекса A от угла поворота распределительного вала

Рис. 11. Зависимость суммарной температуры от угла поворота распределительного вала

При микроскопическом и металлографическом исследовании этих кулачков обнаружено образование слоев вторичной закалки и отпуска (рис. 12), что подтверждается и характерным изменением микротвердости по глубине поверхностного слоя (рис. 13). На поверхностях кулачков появляются характерные для микроконтактного схватывания надрывы и размазывания металла (рис. 14). Сваривание поверхностей кулачка и толкателя приводит к глубинному вырыванию металла с поверхности кулачка и переносу его на поверхность толкателя (рис. 15). Наличие вторичной закалки указывает на локальный разогрев поверхности до температур, превышающих 740 °С.

Рис. 12. Вторичная закалка в поверхностном слое кулачка дизеля КамАз-740 при задире Ув.*500

Рис. 13. Отпуск металла в поверхностном слое кулачка дизеля КамАз-740 при задире Ув.*500

Рис. 14. Характерное состояние поверхности кулачка дизеля КамАз-740 с задиром Ув.*145

Рис. 15. Перенос металла кулачка на поверхность толкателя при задире Ув.x200

Для оценки температур, полученных на поверхностях кулачков в процессе эксплуатации, из исследованных деталей в районе затылка вырезались образцы, которые затем подвергались отпуску при температурах 100, 200, 400, 500, 600 °С, с замером микротвердости на поверхности. На основании этих замеров были установлены зависимости микротвердости от температуры нагрева образцов, которые позволили оценить температуру поверхностного слоя исследованных кулачков на различных участках.

Так, на вершине кулачков с нормальным износом она составила 400...500 °С. На набегающей и сбегающей ветках кулачков в непосредственной близости от вершины — 300...400 °С. На участках, соответствующих затылку, уменьшение твердости не отмечено. Это свидетельствует о том, что максимальная температура поверхности не превышала температуру технологического отпуска 220...240 °С.

Выводы

  1. Удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных температур на поверхности кулачка свидетельствует об адекватности представленной модели.
  2. В процессе рядовой эксплуатации температуры на поверхности кулачка на участках фактического контакта могут достигать 500 °С.
  3. Развитие процесса микроконтактного схватывания приводит к дальнейшему росту температур до значений, превышающих 740 °С.
  4. Причиной катастрофического изнашивания и задира кулачков и плоских толкателей дизеля КамАЗ-740 является развитие процесса микроконтактного схватывания, происходящего в случае превышения вполне определенного для каждого трибосопряжения энергетического уровня поверхностных слоев, а так как тепловыделение — наиболее существенная его составляющая, то максимальная температура на пятнах фактического контакта является физически обоснованным критерием оценки задиростойкости сопряжения кулачок — плоский толкатель.

Литература

  1. Справочник по триботехнике: В 3 т. Т. 2: Смазочные материалы, техника смазки, опор скольжения и качения /Под общ. ред. М. Хебды, А.В. Чичинадзе. М.: Машиностроение, 1990. 416 с.
  2. Семенов А.П. Схватывание металлов. М.: Машгиз. 1958, 280 с.
  3. Березняков А.И., Венцель Е.С., Евтушенко А.В. Термодинамический анализ взаимосвязи износа поверхностной плотностью дислокаций. Трение и износ. 1994. Т. 15, № 2.С. 181-185.
  4. Крагельский И.В. Основы расчетов на трение и износ. М.: Машиностроение. 1977. 526 с.
  5. Федоров А.А., Бытев Д.О., Романова М.Н. Тепломассоизнос поверхности твердых тел в условиях теплового удара // Изв. вузов. Химия и хим. технология. 2002. Т. 44. вып. 6. С. 114-118.
  6. Федоров А.А., Королев Л.В., Бытев Д.О. О роли температурных вспышек в условиях теплового удара. Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках: Труды XIV Школы-семинара молодых специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева. В 2-х т. Т. 2. М.: Издательство МЭИ, 2003. С. 139-142.
  7. Чукбар К.В. Стохастический перенос и дробные производные // ЖЭТФ. т. 108. вып. 5(11). С. 1875-1884.
  8. Бабенко Ю.И. Тепломассообмен: Метод расчета тепловых и диффузионных потоков. Л.: Химия. 1986. 144 с.
  9. Блюмен А., Клафтен Дж., Цумофен Г. Реакции в фрактальных моделях неупорядоченных систем. Фракталы в физике. М.: Мир. 1988. С. 561-574.
  10. Основы трибологии (трение, износ, смазка): Учебник для технических вузов / Под общ. ред. А.В. Чичинадзе. М.: Машиностроение. 2001. 664 с.
  11. Пригожий И. От существующего к возникающему. М.: Наука. 1985. 327 с.
  12. Трение и износ в экспериментальных условиях: Справочник / Ю.Н. Дроздов, В.Г. Павлов, В.Н. Пучков. (Основы проектирования машин). Машиностроение, 1986. 224 с.
  13. Чичинадзе А.В., Курочка П.Н., Поляков Н.В., Ключников В.Н. К вопросу оценки темпе

    В.Г.Новиков, А.А.Федлров, Д.О.Бытеев
    Справочник. Инженерный журнал №7, 2004, стр. 24-31

Статьи партнеров