Исследование надежности сцепления антифрикционного покрытия с рабочей поверхностью цилиндра судового ДВС

УДК 621.43

Н. К. Санаев, А. Ф. Дорохов

ИССЛЕДОВАНИЕ НАДЕЖНОСТИ СЦЕПЛЕНИЯ АНТИФРИКЦИОННОГО ПОКРЫТИЯ С РАБОЧЕЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ ЦИЛИНДРА СУДОВОГО ДВС

Одним из важных направлений повышения эффективности машин, в том числе и судовых ДВС, является уменьшение потерь мощности на преодоление сил трения в их функциональных узлах. Способы реализации этого направления разнообразны, многие достаточно хорошо изучены и с успехом применяются в практике машиностроения. Одним из таких способов является нанесение приработочных и рабочих антифрикционных покрытий (АП) на контактирующие поверхности трущихся элементов. В этом случае потери мощности на трение будут низкими столь долго, сколько покрытие сможет выполнять свои функции не разрушаясь. Обеспечение длительного срока службы покрытия с сохранением его функций является актуальной технической и технологической задачей, правильное и своевременное решение которой позволит повысить энергетическую и экономическую эффективность создаваемых и модернизируемых машин.

На долговечность АП оказывают влияние не только силы трения в узлах трения, но и рабочие условия среды, в которых эти узлы функционируют. Именно поэтому высокотемпературные, химически активные и другие условия среды оказывают большое влияние на долговечность покрытий (она зависит от их состава, технологии формирования и параметров покрываемой поверхности), а также на технологию нанесения самих покрытий. В этой связи важную роль играет увеличение срока службы приработочных АП зеркала цилиндра, которое повышает экономичность двигателей и их ресурс.

Для уменьшения потерь мощности на преодоление сил трения между зеркалом цилиндра, а также тронком поршня и поршневыми кольцами осуществляется имплантация в зеркало приработочных АП, преимущественно многокомпонентного состава (полимер-медь-графит-олово). Зеркало цилиндра, после хонингования с обеспечением соответствующих параметров микрорельефа поверхности, подвергается подготовке с последующим нанесением покрытия посредством хонинговальной головки, в которой абразивные бруски заменены брусками из антифрикционного материала соответствующего состава. Режимы имплантации подбираются для каждого типа двигателя.

Материалы трущихся деталей в условиях жидкостного и полужидкостного трения должны обладать рядом свойств, основными из которых являются:

— механическая прочность - прочность материала на сжатие при рабочей температуре, способствующая предотвращению появления усталостных трещин при заданной нагрузке;

— смачиваемость маслом - свойство материала образовывать прочные адсорбированные плёнки, удерживаемые на поверхности материала даже при недостаточном подводе смазки и предупреждающие наступление сухого трения. Хорошо смазываются маслом баббиты, хуже -бронзы, ещё хуже - латуни, фторопласт не смачивается совершенно;

— коэффициент трения - параметр, определяющий общие потери мощности и уровень тепловыделения в узлах трения, а следовательно, и работоспособность машины. Наиболее низкими значениями коэффициента при трении, например, по стали или чугуну, обладают оловя-нистые баббиты и фторопласты;

— прирабатываемость - способность материала к сглаживанию микро- и макронеровностей на трущейся поверхности. Для мягких материалов (пластики, баббиты, свинцовистые бронзы) основную роль в этом процессе играет пластическое деформирование поверхностного слоя. В твёрдых материалах приработка сводится к срезанию и выкрашиванию гребешков микрорельефа поверхностного слоя;

— противозадирные свойства - свойства металлов, сходных по строению атомнокристаллической решетки и физико-механическим характеристикам, в условиях дефицита смазки наволакиваться, схватываться и свариваться. Хорошими противозадирными свойствами обладают многофазные сплавы и композиты с пластичной основой и твердой структурной составляющей;

— износостойкость - способность поверхностного слоя изделия сопротивляться износу. В основном износостойкость определяется твердостью материала. Резко увеличивается износостойкость при сульфидировании и силицировании трущихся поверхностей.

Кроме перечисленных свойств, материалы трущихся деталей должны обладать коррозионной стойкостью, химической нейтральностью и хорошей обрабатываемостью.

Из вышеприведённого следует, что наиболее распространённые материалы трущихся деталей цилиндропоршневой группы (ЦПГ): чугун (цилиндропоршневые кольца); алюминиевый сплав (поршень) не являются оптимальными с точки зрения присущих им триботехнических свойств. Именно поэтому рациональным и обоснованным является использование какого-то промежуточного слоя между трущимися поверхностями, который компенсировал бы негативное влияние нестыкующихся триботехнических свойств материалов трущихся деталей (например: чугун цилиндра - антифрикционный слой - чугун колец - обеспечение против прихватов и задиров; чугун цилиндра - антифрикционный слой - алюминиевый сплав поршня - обеспечение против интенсивного износа тронка и т. п.).

В этой связи встаёт вопрос об оптимальных триботехнических свойствах имплантанта, которые являются функцией физико-механических свойств входящих в него компонентов. Поскольку антифрикционный приработочный слой является механической смесью частиц составляющих его компонентов, равномерно распределённых по объёму, то представляется возможным определить средневзвешенные значения основных характеристик слоя (коэффициента трения / коэффициента линейного расширения а, модуля упругости Е и др.) в зависимости от их значений для каждого компонента и его долевого содержания.

Коэффициент трения может быть представлен как сумма двух составляющих - коэффициента молекулярного трения/а и коэффициента механического трения/т. Для ряда материалов в [1] приведены значения/а и соотношения/а//т. Тогда общий коэффициент трения может быть определён по формуле

/ = /а + ШЛт).

Для меди: /а = 0,125; /// = 90; /меди = 0,126. Для олова: / = 0,117; // = 80; /олова = 0,118. Для фторопласта Ф-4: /а = 0,028; /а//т = 7; /фторопл = 0,032. Коэффициент трения графита по чугуну

^/графита 0,1 1 ° 13 .

Из [1] были определены значения физико-механических характеристик каждого компонента, входящего в состав антифрикционного приработочного покрытия: модуль упругости Е, МПа; плотность р, кг/дм3, твёрдость НВ; разрушающие напряжения при растяжении ор р и сжатии ос р, МПа; относительное линейное удлинение 5, %; коэффициент линейного расширения при нагреве а, °С-1; теплостойкость, °С; коэффициент теплопроводности X, Вт(м • °С). Значения характеристик наиболее распространённых материалов деталей ЦПГ приведены в табл. 1. Значения аналогичных характеристик компонентов АП приведены в табл. 2.

Таблица 1

Физико-механические характеристики материалов для соответствующих значений температуры

Материал а х 10-6, °С-1 Т, °С 0.» МПа Оо,2 , МПа Е х 10 2, МПа р, кг/дм3

Алюминиевый сплав 22,0 100 400 - 7,3 2,8

АК-4 23,1 200 390 320 6,8

Чугун серый - 100 - - - 7,1

СЧ-28 11 200 280 200 12,5

Чугун высокопрочный - 100 - - - 7,0

ВЧ-50 11 200 50 380 17,2

Таблица 2

Усреднённые значения физико-механических характеристик компонентов АП

Компонент Массовая доля в АП Коэффициент трения, / Коэффициент линейного расширения, а Модуль упругости, Е, МПа

Графит 0,45 0,12 0,75 х 10-6 0,08 х 105

Фторопласт 0,35 0,055 85 х 10-6 0,0055 х 105

Олово 0,15 0,015 23 х 10-6 0,55 х 105

Медь 0,05 0,19 17 х 10-6 9,0 х 105

Для решения поставленных задач, помимо физико-механических характеристик материала АП, необходимы параметры шероховатости поверхности зеркала цилиндра после его окончательной механической обработки - хонингования.

При решении задач контакта поверхностей в практике инженерных расчётов получили наибольшее распространение следующие параметры: наибольшая высота микронеровностей профиля Лтах; шаг выступов микропрофиля ^ среднее арифметическое отклонение профиля Яа; средняя высота микронеровностей профиля Я2; средний угол раскрытия впадин микропрофиля 2а; опорная длина профиля цр; относительная опорная длина профиля 1Г.

Усреднённые значения параметров шероховатости для зеркала цилиндровых втулок дизелей типов Ч8,5/11 и Ч9,5/11 следующие: Яа = 0,6 мкм; Лтах = 6 мкм; 2а = 30°; tр = 0,5. Тогда, обозначив через «х», с индексами «г», «ф», «о», «м» доли компонентов (графит, фторопласт, олово, медь), в АП можно вычислить средневзвешенные значения его коэффициентов трения и линейного расширения по следующим формулам:

/АП х/г + хф/ф + х/о + х/м , аАП хгаг + хфаф + хоао + хмам,

где хг = 0,45-%-е исходное содержание графита в бруске АП; хф = 0,35; хо = 0,15; хм = 0,05. Подставив значения, получим: /АП = 0,085; аАП = 34,3 х 10^. Аналогично определим значение Еап = 0,165 х 105.

Рассмотрим теперь, как формируются упругие и термоупругие деформации микрорельефа при механической имплантации в него АП.

Рис. 1. Схема действия сил в соединении «цилиндр - АП»:

При втирании АП в поверхностный слой зеркала цилиндра сам АП, а также элементы микрорельефа зеркала упруго деформируются. На рис. 1 приведена принципиальная схема сечения соединения «цилиндр - АП» и предполагаемого действия сил в соединении при нанесении АП на зеркало цилиндра. Здесь Р - сила разжима брусков хонинговальной головки; Fp - сила трения между АП и материалом цилиндра; Тсж. н - составляющая силы упругого сжатия по нормали к поверхности; Тсж. о - составляющая силы упругого сжатия по оси цилиндра:

Frp = /ш Тсж. о cos а или Fw = Р cos a/2.

Из данных формул можно будет рассчитать необходимую силу воздействия хонинговаль-ного бруска на рабочую поверхность цилиндра для нанесения АП и определить необходимую величину давления разжима хонинговальной головки, рассчитав предварительно /Ап и Тсж. о. В дальнейшем, при работе двигателя, под действием рабочей температуры появляются температурные деформации, что предопределяет сложное напряжённое состояние соединения «цилиндр -АП». Прочность сцепления АП с микрорельефом зеркала цилиндра обеспечивается действием силы трения (рис. 2).

Здесь Тт - сила термоупругости, сжимающая АП в микровпадине; FTp - сила трения, удерживающая АП в микровпадине; Тт - сила выталкивания АП из впадины.

Тогда

Тт = (АЛап - А^в ) Еап 1б ,

где АЛап - удлинение элемента АП под действием рабочей температуры t, °С; АЛв - удлинение ширины микровпадины под действием рабочей температуры; 1б - длина бруска в хонинговаль-ной головке.

Таким образом, большое значение Тт ещё не является достаточным условием надёжности сцепления в соединении, т. к. надёжность зависит ещё и от значений /ап и аАП. Для того чтобы на АП действовали сжимающие силы, необходимо соблюдение условий ^ > tAn, ач > Аап, где ^ и ач - температура и коэффициент линейного расширения чугуна цилиндровой втулки в рабочем состоянии; tAn и аАП - то же для АП.

Допустим, что эти условия выполняются. В этом случае рассмотрим схему действия сил на границе двух тел (рис. 2).

Реакция элемента АП, равная Тн, при разложении даст две силы - Тт и Тт:

Тн = Тт cos а, Тт = Тт sin а .

Сила Тт стремится вытолкнуть элемент АП из впадины микрорельефа. Этому препятствует сила трения:

Fip Тн/ап Тт/ап cos а.

Условием надёжности сцепления АП с поверхностью зеркала цилиндра будет неравенство:

Тт < Ftj, или sin а </ап cos а.

Отсюда /ап > tg а .

Поскольку значение /Ал есть величина малая, то это накладывает определённые ограничения на параметры микрорельефа, в частности на а. Так, при /ап = 0,05^0,1, значение а < 2,9^5,7°. Получение микрорельефа с регламентированным углом профиля в 6^12° вряд ли реально.

Возможным является использование другого направления - добиваться того, чтобы на работающем двигателе термические силы, сжимающие АП во впадинах микрорельефа, не возникали вовсе. При этом выталкивающие силы Тт будут равны нулю, а АП во всех впадинах будет удерживаться силами от давления поршневых колец и силами трения покоя.

Для выполнения условия Тт = 0 необходимо подобрать такой состав АП, у которого коэффициент линейного расширения был бы равен или мало отличался от коэффициента линейного расширения чугуна, т. е. аАП ~ ач = 11 х 10-6 °С-1. Тогда условие равенства коэффициентов линейного расширения можно записать в виде

Хгаг + Хфаф + х0 ао + хм ам = ач.

При этом надо иметь в виду, что

Хг + Хф + Хо + Хм = 1,0.

Поскольку количество неизвестных превышает количество уравнений, то двумя значениями х необходимо задаться. Коэффициенты линейного расширения графита и фторопласта являются экстремальными, а аналогичные коэффициенты олова и меди имеют промежуточные значения. Поэтому целесообразно задаваться относительными долями в АП олова и меди, т. е. значениями хо и хм. Тогда из уравнений (2) и (3) получим:

Хг$г + Хф$ф ач (х0а0 + Хм^м),

Хг + Хф = 1 - (Хо + Хм).

Решив полученную систему уравнений относительно неизвестных Хг и Хф, получим

Хф [ач (хоао + хмам) аг (1 Хо Хм )]/(аф аг),

Хг = 1 - Хо - Хм - Хф .

Вычисление значений Хф и хг по последним формулам производилось при трёх значениях долей олова и меди: 1) хо + хм = 0,5 + 0,5 = 1,0; 2) хо + хм = 0,1 + 0,05 = 0,15; 3) хо + хм = 0,1 + 0,1 = 0,2. Оптимальным оказался 2-й вариант, при котором Хф = 0,086, а хг = 0,764. Окончательно было принято: хг = 0,76; Хф = 0,09; хо = 0,1; хм = 0,05. Тогда средневзвешенные значения параметров

АП будут такими: / = 0,107; а = 11,37 х 10-6; Е = 1,61 х 105.

На основании вышеизложенного можно сделать следующие выводы по способам

повышения надёжности сцепления АП с микрорельефом зеркала цилиндра.

1. Сформировать параметры микрорельефа таким образом, чтобы силы, удерживающие АП в микровпадинах, были больше сил, стремящихся его оттуда вытолкнуть. Это может быть достигнуто при обеспечении следующих параметров микрорельефа: 2а ~ 10^12°; Лтзх ~ 6 мкм; к ~ 1 мкм.

2. Необходимо изменить структуру АП так, чтобы значения коэффициентов линейного расширения материалов цилиндровой втулки и АП были одинаковыми или близкими. Этого можно достигнуть при следующем фракционном составе АП: графит - 76 %; фторопласт - 9 %; олово -10 %; медь - 5 %.

3. Возможно совместное использование 1-го и 2-го способов исходя из реально достижимых параметров микрорельефа.

4. Можно предположить, что основной причиной быстрого выхода материала АП из микровпадин является большая разница в уровне температурных деформаций чугуна и АП (коэффициенты а отличаются в 3 раза). Под воздействием этой разницы, при изменениях температуры цилиндровой втулки, могут возникнуть не только упругие, но и пластические деформации, что неизбежно приведёт к потере контакта между зеркалом цилиндра и АП. Поэтому предпочтение следует всё же отдать второму способу, обеспечивая условие ач = аАП.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Крагельский И. В., Виноградова И. Э. Коэффициенты трения: Справ. пособие. - М.: Машгиз, 1962. - 220 с.

Статья поступила в редакцию 10.09.2008

RESEARCH OF THE RELIABILITY OF THE COHESION OF ANTIFRICTION COATING WITH THE CYLINDER SURFACE OF SHIP ICD

N. K. Sanaev, A. F. Dorokhov

The possibility of increasing the reliability of cohesion of the antifriction supplementing coating, applied to the cylinder surface of internal combustion engine (ICE), is examined. The purpose is to decrease the power losses for overcoming of frictional forces in the cylinder-piston group. The ways of increasing the coating life time by selecting its composition and changing the characteristics of the microrelief of the cylinder surface are considered.

Key words: antifriction coating, cylinder surface, reliability of cohesion, ways of increasing coating life time.