Тепловыделение и теплоперенос в зоне фрикционного контакта

МЕХАНИКА И ЭЛЕКТРОМЕХАНИКА

УДК 536.12:621.891

ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЕ И ТЕПЛОПЕРЕНОС В ЗОНЕ ФРИКЦИОННОГО КОНТАКТА

В. А. БАЛАКИН, Ю. В. ЛЫСЕНОК

Гомельский государственный технический университет имени П. О. Сухого, Республика Беларусь

Введение. Известно, что фрикционный контакт дискретен. В процессе трения на фактических пятнах касания образуются фрикционные связи, каждая из которых может существовать в течение очень малого промежутка времени и исчезает с нарушением контакта в данном месте. Таким образом, именно в зоне фактического контакта возникают физические процессы, обуславливающие силу трения и связанные с нею тепловые явления и износ. В зависимости от особенностей конструкций и условий работы узлов трения, а также от сочетания материалов трущихся пар фрикционное тепловыделение происходит в некотором поверхностном слое одного или обоих тел. Эти поверхностные слои получили название теплопроизводящих. Непрерывное изменение сближения тел, вызванное нагревом поверхностей трения, изменяет и толщину теплопроизводящих слоев.

При трении могут возникать процессы тепломассопереноса - переноса нагретых поверхностных слоев с одного тела на другое. На характер фрикционно-контактного теплообмена оказывает влияние также наличие окисных пленок на поверхностях трения, скорость их роста и разрушения.

Правильный выбор граничных условий при решении тепловых задач трения требует учета особенностей процессов тепловыделения и теплопереноса на фрикционном контакте.

Теплофизические модели. На рисунке представлены некоторые схемы тепловых процессов, возникающих при трении без смазки. В слое толщиной А11 (Рис. а) происходит теплообразование, обусловленное интенсивным пластическим переде-формированием поверхности тела 1, а также волновым процессом распространения упругих деформаций. Толщина этого слоя зависит от высоты микронеровностей тела

2, сближение поверхностей и может достигать нескольких десятых долей миллиметра. На некоторой глубине А1 формируется тепловой поток q1(A, t), распространенный по номинальной площади касания обычно по тому же закону, что и давление p(A) . Если p(A) = p = const и q1 (A, t) = q1 (t) , то поверхность z1 = А1 площадью

Aa является изотермической. Слой z1 = A1 находится вблизи слоя Zj = А\ .

В тело 2 отток теплоты от теплопроизводящего поверхностного слоя толщиной А11 тела 1 происходит в основном теплопроводностью через пятна фактического контакта общей площадью Ar. Суммарное действие дискретных тепловых потоков q2(A, t) на некоторой глубине А2 преобразуется в удельный тепловой поток q2(A,t), средняя величина которого зависит от Ar,Л2,c2,р2, Aa^ и относительной

скорости скольжения и. Чем больше Ar, Л2, а2 = —-—, Aa , чем меньше

С2 ' Р2 2

Квз = —-, тем больше q2 (/) . Рассматриваемая модель характерна для дисковых,

Аа2

дисково-колодочных, колодочных, ленточно-колодочных тормозов и фрикционных муфт сцепления, а также для узлов трения у которых НВ2 >> НВ1.

а)

б)

в)

г)

д)

е)

Рис. Теплофизические модели скользящего контакта: а) контакт деформируемого тела 1 с жесткими неровностями тела 2; б) образование пленки П на поверхности тела 2; в) контакт тела 2 с образовавшейся пленкой фрикционного переноса; г) контакт деформируемого тела 1 с толстой пленкой окисла О, покрывающей поверхность тела 2; д) контакт поверхностных слоев тел 1 и 2 через частицы твердого окисла; е) контакт жесткого шероховатого тела 1 с деформируемым полупространством 2

Через некоторый промежуток времени с начала фрикционного контакта может происходить перенос нагретых поверхностных слоев тела 1 на жесткую шероховатую поверхность тела 2 и образование пленки П (Рис. б). Появление пленки ведет к увеличению фактической площади контакта, а ее передеформирование - к возникновению теплового источника толщиной А12 уже на поверхности тела 2 (Рис в). Удельный тепловой поток q2 (А, г) возрастает, интенсивность же теплового потока q1 (А, г) при этом уменьшается.

Такая модель наиболее характерна для фрикционного контакта медных и свинцовых ведущих поясков снарядов и пуль при движении их по нарезным каналам стволов артиллерийских орудий и стрелкового оружия.

На рис. г показано взаимодействие деформируемого в зоне трения тела 1 с жестким шероховатым телом 2, покрытым толстым слоем окисла О, имеющим теплофизические свойства Л, с0, р0, а0 и твердость НВ0 > НВ2 > НВ1.

Связь окисла с телом 2 такова, что прочность его сцепления с подложкой на срез больше удельной силы трения т . Источником тепловыделения являются поверхностный слой тела 1 толщиной А\, а также разрушение адгезионных связей. Передача теплоты в тело 2 происходит теплопроводностью через слой окисла. Такая модель предусматривает наличие температурного перепада, то есть неравенства:

^ (А 1, г )^(А 2, г).

Рассматриваемая модель характерна для начальных моментов фрикционного контакта многих узлов трения после их длительного перерыва в работе, у которых поверхность тела 2 может окислятся под воздействием окружающей среды.

Если пленка разрушается, то отдельные частицы окисла, попадая в зону трения и шаржируя поверхность тела 1, могут осуществлять процесс передеформирования и более жесткого тела 2 (Рис. д). Образование двух теплопроизводящих слоев толщиной А11 и А12, где (А2 < А11), находящихся в соприкосновении по площади Аг, усложняет анализ процессов нестационарного теплообмена на фрикционном контакте. Тепловая схема, соответствующая скольжению жесткого шероховатого тела 1 по деформируемому полупространству показана на рис. е. Предполагается, что НВ1 >> НВ2.

Такой контакт наиболее характерен для случаев скольжения полозьев коньков, саней и лыж по льду и снегу.

Теоретическая часть. Интенсивности фрикционного тепловыделения обычно определяются усредненными зависимостями:

qr (г) = тг (г) • и(г) = /(г) • рг (г) • и(г); q(г) = т(г) • и(г) = I(г) • Ра (г) •и(г).

Первым уравнением пользуются при расчете температурных вспышек.

Однако неопределенным является вопрос о количественных значениях рг (г) . В первом приближении их можно принимать равными величине твердости более «мягкого» из элементов трущихся пар.

В инженерной практике чаще всего интересует вопрос расчета средних температур поверхностей трения и средних значений температурных градиентов.

Их оценка в частности позволяет определять тепловой режим работы поверхностных слоев фрикционных материалов, находящихся в контакте с металлическим

контртелом, например, в тормозах либо муфтах сцепления, а также уровень термонапряжений, приводящий к появлению трещин на поверхностях трения.

В результате измерений Т (г) и и(г) значение q(г) = ———— обычно известно.

Аа

а1

Тепловые задачи трения в основном решаются при граничных условиях 2 рода, т. е. когда заданы тепловые потоки q1(х, у, г) и q2(х, у, г), имея ввиду что источник тепловыделения плоский и ось координат расположена в центре площади Аа .

Еще проще оперировать понятиями q1 (0, г) и q2 (0, г), предполагающими усреднение их значений по номинальной площади контакта Аа .

Тогда можно пользоваться предложенными еще Блоком Х. и Егером Д. соотношениями [1]:

^(0, г) = аТП • q(г); q2(0, г) =(1 -аТП) • q(г).

Величина аТП определяется из условия равенства температур поверхностей трения в зоне фрикционного контакта [2, 3]. Это условие предполагает отсутствие температурного скачка на принятых гладкими и плоскими поверхностях г1 = 22 = 0. В колодочных тормозах с Я >> И12 тепловую задачу также можно рассматривать как плоскую.

Уравнения для средних тепловых потоков, направленных в тела 1 и 2, можно записать в виде:

. ч 1 дЭ1

ql(г) = -Л1 1

д2х

q2(г) = -Л2

д&2

&2

Таким образом предполагаем, что существует общий для обоих тел теплопроизводящий слой толщиной А11 + А12 с одинаковой средней температурой, который является тонким плоским источником тепловыделения интенсивностью q.

Это утверждение, с одной стороны, является спорным, а с другой существенно упрощающим инженерные расчеты. В температурных задачах трения применительно к высокоскоростным и тяжелонагруженным узлам трения спорным является также правомочность использования одномерного уравнения теплопроводности Фурье с постоянными коэффициентами Л12, с12, р12, а12 . Однако результаты расчетов тепловых процессов в самых разнообразных и конкретных конструкциях узлов трения по описанной методике подтверждаются экспериментами, а также прогнозируемым износом трущихся пар в них [2-9].

Заключение. Рассмотрены тепловые схемы фрикционно-контактного взаимодействия трущихся тел. Показаны теплопроизводящие слои, от которых происходит передача теплоты вглубь пар трения. Обосновано допущение о равенстве температур на поверхностях трения обоих тел, которое позволяет находить коэффициент распределения теплоты, а следовательно, и тепловые потоки. Это дает возможность переходить к упрощенным одномерным тепловым задачам трения, позволяющим вы-

числять значения средних температур поверхностей трения и средних температурных градиентов в элементах трущихся пар.

Обозначения. г - время; г12 - координаты по нормали к поверхностям трения

тел 1 и 2; х, у - координаты; А - площадь; Аг - фактическая площадь контакта; Аа12 - номинальные площади контакта тел 1 и 2; Квз - коэффициент взаимного перекрытия; А11, А12 - толщина теплопроизводящих слоев в теле 1 и 2; А1, А 2 - глубина на которой усредняются тепловые потоки, отнесенные к номинальной площади; q1, q2 - средние тепловые потоки, направленные в тела 1 и 2; аТП - коэффициент распределения тепловых потоков; q - интенсивность фрикционного тепловыделения; Э1, Э2 - температуры тел 1 и 2; / - коэффициент трения; Т - сила трения; и - скорость; тг - удельная сила трения на фактической площади контакта; т - удельная сила трения на номинальной площади контакта; И12 - толщина тел 1 и 2; Я - внутренний радиус барабана или наружный радиус колеса; Л12, с12, р12, а12 - теплопроводность, теплоемкость, плотность и температуропроводность тел 1 и 2; НВ1, НВ2, НВо - твердость по Бринелю тел 1,2 и окисла.

Литература

1. Балакин В. А. Основы прочности поверхностного слоя.- Гомель: Гомельский гос-университет, 1974.

2. Балакин В.А. Трение и износ при высоких скоростях скольжения.- Москва: Машиностроение, 1980.

3. Балакин В.А., Сергиенко В.П. Тепловые расчеты тормозов и узлов трения.- Гомель: Институт механики полимеров и металлополимерных систем АН РБ, 1999.

4. Балакин В. А., Галай Э.И. Тепловой режим фрикционного тормоза электропоезда при скоростном регулировании силы нажатия колодок //Трение и износ.- 1997.-Т. 18.- № 5.- С. 636-642.

5. Балакин В. А., Галай Э.И. Расчет температурных полей в дисковом тормозе железнодорожного подвижного состава //Трение и износ.- 1998.- Т. 19.- № 3.- С. 323-330.

6. Балакин В.А., Сергиенко В.П. Тепловой расчет тормозов легковых автомобилей //Трение и износ.- 1999.- Т. 20.- № 3.- С. 270-281.

7. Балакин В. А., Галай Э.И. Испытания и тепловой расчет колодочных тормозов железнодорожного подвижного состава //Трение и износ.- 1999.- Т. 20.- №5.- С. 480-488.

8. Балакин В. А., Галай Э.И. Расчет приращения температуры в ободе колеса железнодорожного подвижного состава //Трение и износ.- 2000.- Т. 21.- №3.- С. 269-275.

9. Балакин В.А., Сергиенко В.П., Родзевич П.Е. Сравнительный анализ дисковоколодочных тормозов легковых автомобилей //Трение и износ.- 2000.- Т. 21.-№ 4.- С. 408-413.

Получено 30.11.2000 г.