Исследование возможности формирования металлокерамических плёнок при финишной антифрикционной обработке гильз цилиндров геомодификаторами

- СТМ, предпусковой жидкостный подогреватель и ПВВ - от минус 30°С до минус

50 °С.

Результаты исследования внедрены ООО «ЧТЗ-Уралтрак» в серийное производство двигателей. Предложенная математическая модель может быть использована при разработке новых и модернизации серийно выпускаемых дизелей специального назначения.

Литература

1. Малозёмов A.A., Бондарь В.Н., Селедкин A.A., Шавлов A.B. Комплексная математическая модель процесса предпускового разогрева дизеля с системой термостатирования масла // Вестник академии военных наук. - № 2 (35). - 2011. - С. 227 -232.

2. Kohonen Т. Self-Organizing Maps Springer Series in Information Sciences, Vol. 30, Springer, Berlin, Heidelberg. - New York, 2001. - 501 p.

3. Малозёмов A.A., Бондарь B.H., Сеначин П.К. и др. Результаты экспериментального исследования влияния теплового состояния дизеля типа В-2 на его пусковые характеристики // Ползуновский вестник,- 2011.- № 2/4 .-С. 131-136.

4. Шавлов A.B. Использование нейросетевой математической модели для анализа процесса предпускового разогрева поршневого двигателя внутреннего сгорания // Автомобильная техника. Научный вестник ЧВВАКИУ. - Вып. 20. - Челябинск, 2009. - С. 117-122.

5. Малозёмов A.A., Бондарь В.Н., Селедкин A.A., Шавлов A.B. Улучшение пусковых характеристик транспортных дизелей использованием системы термостатирования масла: Мат. междунар. науч.-техн. конф. Ассоциации автомобильных инженеров (ААИ) «Автомобиле- и тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию МГТУ МАМИ. - Кн. 2. - М: МГТУ МАМИ, 2010. - С. 46-51.

УДК 621.9: 658.5 Доктор техн. наук В.Я. СКОВОРОДИН

(СПбГАУ, \.у. вкоуогосНп. (й^тай.сот) Аспирант Е.Е. ПУРШЕЛЬ

ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ ПЛЁНОК ПРИ ФИНИШНОЙ АНТИФРИКЦИОННОЙ ОБРАБОТКЕ ГИЛЬЗ ЦИЛИНДРОВ ГЕОМОДИФИКАТОРАМИ

Гильза блока цилиндров, геомодификатор, температура, упрочнение, финишная обработка, алмазное выглаживание, антифрикционная плёнка

Решение проблемы повышения долговечности отремонтированных машин продолжает оставаться одной из важнейших в сельскохозяйственном производстве. Сопряжение поршень-гильза является одним из основных сопряжений, определяющих долговечность отремонтированных двигателей. Одним из путей решения этой проблемы является применение новых антифрикционных материалов.

Как показывает анализ научных источников, перспективным материалом являются геомодификаторы трения. К настоящему времени разработано большое количество смазочных композиций с геомодификаторами трения на основе серпентинов. Использование смазочных композиций с добавлением геомодификаторов трения повышает работоспособность трущихся сопряжений деталей: потери энергии на преодоление трения могут снизиться на порядок, износостойкость сопряжённых деталей повысится в 2-4 раза, шероховатость поверхностей трения снизится в несколько раз.

В результате взаимодействия серпентина с поверхностью деталей образуется износостойкое покрытие. Толщина покрытия от долей микрометров до двух десятков микрометров. Характеристики покрытия: низкий коэффициент трения, высокие прочность, микротвёрдость, теплопроводность и коррозионная стойкость. Такие покрытия создаются на этапе эксплуатации двигателей при работе на смазочных материалах с антифрикционными добавками.

Желательно получить антифрикционные покрытия на стадии восстановления работоспособности сопряжений. Так как при капитальном ремонте двигателей обязательной является обработка рабочей поверхности гильз, это возможно путём применения комбинированной обработки, когда на стадии финишной обработки одновременно создаются антифрикционные покрытия. Выполненные в этом направлении работы [1] показывают возможность и целесообразность внедрения таких технологических процессов.

Для обоснования финишной комбинированной антифрикционной обработки необходимо знать режимы, при которых создаются условия для образования антифрикционных плёнок.

Механизм возникновения защитных плёнок при взаимодействии геомодификаторов трения с металлом деталей к настоящему времени изучен недостаточно, существует большое количество теорий. В работе [2] приведён подробный анализ известных теорий формирования износостойкого покрытия и сделаны выводы, что «несмотря на различие представленных авторами объяснений процессов, основными этапами работы серпентинов могут являться:

1. В первой фазе - мягкое абразивное действие исходных частиц серпентина на поверхности трения, очистка их от окисных пленок, непрочных структур и «подготовка» ювенильных поверхностей.

2. Разрушение частиц трибосоставов и образование ими активных пленочных структур силикатов и ионов магния.

3. Термохимические реакции между ювенильной поверхностью металла и трибосредой, где должно быть необходимое содержание продуктов деструкции.

Условиями описанных процессов являются наличие высокой локальной температуры, высокого удельного давления, твёрдых, относительно поверхностей трения, компонентов трибосоставов». Такие условия создаются только при трении поверхностей деталей, когда локальная флуктуация температуры на выступах шероховатости контактируемых поверхностей может приводить к частичной дегидратации серпентина и образованию силикатов.

В работе [3] приведены результаты экспериментального моделирования поведения геомодификатора в зоне трибосопряжения при контакте с металлическими поверхностями. Определено, что «Процесс дегидратации в серпентине начинается при температуре около 550°С. Далее при нагреве проявляются эндотермические эффекты в температурном интервале дегидратации: лизардита 614°С, хризотила 700°С, антигорита 796°С. При этом рентгенофлюоресцентный анализ показывает, что при нагреве смеси до 550°С никаких фазовых превращений не происходит. Следовательно, такой нагрев не является достаточным для протекания реакций. Процесс дегидратации серпентина начинается при нагреве до 650°С».

Исследование комбинированного технологического процесса [4] - ультразвуковой финишной обработки поверхности с введением в зону обработки геоактивирующего материала с целью получения на поверхности упрочнённых поверхностных слоёв показало, что при введении в зону ультразвуковой финишной обработки геоактивирующего материала для формирования металлокерамического слоя на поверхности стали температура в зоне контакта должна превышать 600°С.

Таким образом, основным условием при назначении технологических режимов финишной антифрикционной обработки является обеспечение температуры в диапазоне 600 - 800°С. Одним из таких процессов является поверхностное пластическое деформирование алмазным выглаживанием.

Схема процесса приведена на рис.1. При перемещении инструмента по поверхности детали инструмент (индентор), прижатый с силой Ру, внедряется на глубину

h и сглаживает неровности высотой до максимального значения R . После прохода

инструмента происходит частичное упругое восстановление материала детали на

величину А . Впереди инструмента образуется валик пластически деформированного

упр.

материала детали и антифрикционного покрытия высотой h . При трении инструмента по

площади контакта (по дуге übe) возникает тангенциальная сила Pz и происходит нагрев в локальной зоне контакта. Размер площади контакта зависит от силы Ру и упругих свойств материала детали и инструмента.

Pz

Рис.1. Схема деформации поверхности при выглаживании: г - диаметр рабочей части инструмента (индентора); Ру - радиальная сила воздействия инструмента на деталь; V - окружная скорость выглаживания; Pz - тангенциальная сила; abc- дуга контакта; Дупр -частичное упругое восстановление материала; hB - валик пластического деформирования; hd - глубина внедрения инструмента; Rzucx - максимальное значение высоты неровностей

К основным режимам выглаживания относятся:

- радиус рабочей части инструмента - индентора ( Г );

- радиальная сила воздействия инструмента на деталь ( Ру );

-скорость выглаживания ( V );

- продольная подача инструмента.

В опубликованных рекомендациях по обработке поверхностей алмазным выглаживанием (например, в [5]) имеются конкретные значения параметров режима обработки. Однако их оптимизация производилась по критериям, не соответствующим цели настоящего исследования. Поэтому целесообразно рассмотреть тепловой процесс выглаживания во всём диапазоне режимных параметров. На основании [5] можно принять следующие диапазоны.

Выглаживание чаще всего осуществляется инструментом, рабочая часть которого из алмаза имеет форму сферы радиусом 2-4 мм. Значение радиальной силы выбирается из условия полного смятия микронеровностей и находится в пределах 50 -300 Н.

Окружная скорость выглаживания находится в диапазоне 2-6 м/сек., продольная подача -0,01-0,1 мм/об.

Значение температуры на площади контакта инструмента с деталью может быть определено по формуле [5](с сохранением единиц измерения):

ГЛ 4/3.«,Г„ •

(и) = - 1 ш

4 Ла^ " УАЛ, Г°

т дя,

где Р - окружная сила при выглаживании, кгс;

(X- коэффициент температуропроводности материала детали, см'/сек; Т(] - безразмерная функция, характеризующая температуру в центре площади контакта;

Т - максимальное значение безразмерной функции на площади контакта;

П1

I - термический эквивалент работы дж/кал;

Р- радиус площади контакта, см;

А- глубина пластически деформированного слоя, см;

коэффициент теплопроводности материала детали, кал/см. сек. С0;

Л - коэффициент теплопроводности материала индентора, кал/см.сек.°С;

V - скорость выглаживания, см/сек.

Окружная сила при выглаживании может быть определена (при допущении, что распределение нормальных напряжений описывается уравнением Герца) по формуле:

Р.=!лРу{ 1-гг4),

где у1Л - коэффициент трения контактирующих материалов (при трении алмаза по чугуну находится в пределах 0,1-0,15, при наличии антифрикционного покрытия снижается примерно на 0,05);

Р ^ - радиус площади контакта, подверженной пластической деформации, Я - радиус

площади контакта рабочей поверхности инструмента с деталью.

Теплофизические характеристики материалов имеют следующие значения. Материалом для гильз в большинстве случаев служит кислотоупорный высоколегированный чугун с аустенитной структурой (например, СЧ28-48 и СЧ35-36), специальный легированный чугун с повышенным содержанием фосфора, либо низколегированный серый чугун. Коэффициент теплопроводности этих чугунов равен (45-55) Вт м"1 К"1.

Коэффициент теплопроводности материала инструмента (алмаза) в несколько раз превышает коэффициент теплопроводности чугуна и для разных технических алмазов находится в пределах (1000 - 2100) Вт м"1 К"1.

Коэффициент температуропроводности для чугуна, по данным источников, находится в диапазоне (12 • 106 — 14 • 106) м2 • с"1.

Размеры площади контакта определяются по формуле [5]:

где у _ у^ - коэффициенты Пуассона соответственно материалов инструмента и

детали; модули упругости соответственно материала инструмента и детали. Для

алмаза У * 0,07 и Е^ОГпа, для чугуна =0,23-0,31 и Е2= (1,1-105 - 1,6-105) МПа.

Величина безразмерной функции т- , характеризующей температуру в центре площади контакта, функции т , характеризующей максимальное значение на площади

контакта, зависят от критерия Пекле Критерий Пекле - критерий

подобия, характеризующий процессы переноса тепла. Зависимость безразмерных функций Тф и Т от критерия Пекле приведена в [5].

Глубина пластически деформированного слоя (А) определяется из уравнения [5]:

2Л2 . 2Д3 / R3

7rR2a

7L —

1

2РУ R2 J(A2/R2)+1

где

(Т - предел текучести материала обрабатываемой детали. Для гильз

цилиндров из чугуна О" находится в пределах (230-280) МПа.

Результаты расчёта температуры по формулам (1)-(4), приведённые на рис. 2-3, показали, что имеется область режимов алмазного выглаживания, благоприятных для создания на поверхности антифрикционной плёнки. 1400

1200

1000

Р-

а

(X

>>

5

о. о

,1>

800 600 400 200 0

---- 1,5 м, сек

• 3 м/с к S г=2мм

— — 4,5 М, -6 м/г сек ж , / у ✓ *

/ У у ✓

' у

✓ > / у ^ — ~

а

1400 1200

о

3 юоо

800 600

Я с_

>.

се

Е. и

2 400

200 0

----1,5 л/сек

- • 3 м/ сек г=4 мм

сек

г

100 200 300

Сила давления нндентора, Н

100 200 300

Сила давления индентора, Н

Рис. 2. Зависимость температуры в зоне контакта от силы прижатия индентора при разных скоростях обработки и радиусе индентора 2 мм

На рис.2 показана зависимость температуры в зоне контакта от силы прижатия индентора при разных скоростях обработки и радиусе индентора 2 мм и 4 мм. Как видно из рисунка, при радиусе индентора 2 мм необходимый тепловой диапазон обеспечивается при силе прижатия индентора 100 - 250 Н и скорости 5-6 м/сек. При радиусе индентора 4 мм это возможно только при скорости более 6 м/сек. и силе прижатия индентора более 200 Н. В любом случае можно обеспечить режим, при котором образуется металлокерамическая плёнка. Как видно из рис. 2, температура в зоне контакта существенно зависит от радиуса индентора.

На рис.3 показана зависимость температуры от размера рабочей части обрабатывающего инструмента (радиуса индентора) при разной силе прижатия индентора к поверхности гильзы и разной скорости обработки.

1200 1000

р. 800

I- 600

с.

2 400 7.

Ру=150 7 н ----1,5 м/сек

— - - з м/сек — — 4,5 м/сек

-6 м/сек

^ ^ ---

---------

2,0 2,5 3,0 3,5 Рад|гус индентора, мм.

4,0

400

350

и

300

с.

250

С- >> 200

г:

— 130

о

2 100

50

\'=2 м/сек

.......Ру =501

- — . Ру =100*Н ** - ^

- • — Ру =150 Н * • — .

1200

г Л000

Р- 800

£боо

2 400

2

200 О

1200 1000 Р- 800

I 600 —

ев

<2 400 Я

г- 200

Ру=250 н ---•1,5 м/сек — • —3 м/сек 4,5 м/сек

- 5 м/сек*^*

Г—к-- —

2,5 3 3,5 4

Радиус индентора, мм

У=6 м/сек|

.......Ру =50

----РУ =100 Н — _«

— • -Ру =15£Н • — Ри РОЛ 14 * * ^

Иу -250Н

2 3

Радиус индентора. мм

2 3 4

Радиус индентора, мм

Рнс. 3. Зависимость температуры в зоне контакта инструмента и гильзы от размера (радиуса) индентора при разной силе прижатия индентора к поверхности гильзы и разной

скорости обработки

При любой величине радиуса индентора можно обеспечить тепловой режим, при котором возможно создание антифрикционных износостойких металло-керамических плёнок. Наиболее просто можно обеспечить необходимый тепловой режим, применяя инденторы с наименьшим радиусом. В то же время для обеспечения сохранности нанесённого перед обработкой на поверхность гильзы геомодификатора и максимального заполнения впадин микрорельефа желательно применение индентора с большими радиусами.

Обработка поверхности гильзы алмазным выглаживанием с применением индентора максимального размера (радиус 4 мм) на форсированных режимах также позволяет обеспечить необходимый тепловой диапазон.

Однако при назначении режимов выглаживания следует иметь в виду, что температура в зоне контакта не должна превышать 750 - 800 градусов, так как будет происходить ускоренное изнашивание и разрушение алмазного индентора. Рекомендованные в литературе режимы обработки сделаны на этой основе. Так, для чугуна рекомендуется усилие прижатия индентора 150 Н и скорость 2 м/сек. Как видно из приведённых графиков, на таком режиме образование плёнки не возможно.

На рис.4 приведена номограмма для назначения режима комбинированной антифрикционной финишной обработки гильз цилиндров автотракторных двигателей. По заданной температуре в зоне контакта инструмента с деталью можно назначить величину силы прижатия индентора к детали и скорость обработки.

240

I 200

го

*

0

>>

о.

1 160

120

1 1 \

\ \ у

\ \ \ \

\ 1 \ \

\ \

1 V \

\ \ \

\ \ \

\ L

1 \ > V N

\ \ V

\ \ \ \

\ \

\ \ '

\

\ \ S

\

\ % s

3 4 5 6 Скорость, м/сек.

240

X

CD

ас

СП >.

CL

га X

200

160

120

1 ) \ \ 1

1 \ \ \

\ \

\ \ . \

1 \ \

\ \ \ V \

1 \ \ к V

1 \ \

\ \ \ \

\ \ \ \ \

* 'i

\ \ \ \ \ \

\ \ \

\ \ \ S

\ \ N \

\ \ ч

\ 1. ч.

1 S

\ ч

3 4 5 6 Скорость, ьл1 сек.

J > 1000 ] < 1000 ] < BOO ]<600 7 I i < 400

I j < 200

Рис. 4. Графики линий уровня трёхмерных зависимостей температуры в зоне контакта, силы прижатия индентора и скорости перемещения индентора по поверхности детали

Из вышеизложенного можно сделать следующие выводы:

1. Применение алмазного выглаживания, как одного из составляющих комбинированного технологического процесса финишной обработки при восстановлении гильз цилиндров, обеспечивает тепловые режимы, необходимые для получения на рабочей поверхности антифрикционных износостойких керамических плёнок.

2. Оптимальный тепловой режим комбинированной антифрикционной финишной обработки находится в диапазоне 600 - 800°С и при использовании алмазных инденторов радиусом 2-4 мм обеспечивается режимом выглаживания со скоростью 4-7 м/сек и усилием прижатия индентора 120 - 240 Н.

Литература

1. Сковородин В.Я., Панкрашев A.C. Финишная обработка гильз цилиндров ДВС с применением антифрикционных материалов //Труды всерос. науч. - исследоват. института ремонта и эксплуатации машинно-тракторного парка. - 2010. - № 105. - С. 80-83.

2. Дунаев A.B., Зуев В.В., Васильков Д.В. и др. Гипотезы механизмов действия ремонтно-восстановительных серпентиновых трибопрепаратов // Труды ГОСНИТИ. - 2013. - Т.112. -№2. - С. 134-142.

3. Ковалевская Ж.Г., Хатькова A.B., Белявская О.В. и др. Влияние нагрева на фазовые превращения в геомодификаторе трения на основе слоистого гидросиликата // Обработка металлов. - 2013. - № 1 (58). - С 75-80.

4. Шаркеев Ю.П., Ковалевская Ж.Г., Белявская О.В. и др. Создание металлокерамических защитных слоев на поверхности конструкционных сталей // Физическая мезомеханика, компьютерное конструирование и разработка новых материалов: Тезисы докл. межд. конф. (Томск, 5-9 сентября 2011). - Томск: ИФПМ СО РАН, 2011. - С. 312-314.

5. Абразивная и алмазная обработка материалов: Справочник / Под ред. А.Н. Резникова. -М.: Машиностроение, 1977. - 391с.

УДК 621.822

Канд. техн. наук П.А. ИЛЬИН

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ ПОДШИПНИКОВ ДИСКОВЫХ БОРОН ПО ТЕПЛОВОМУ ИЗЛУЧЕНИЮ

Подшипниковый узел, температура, осевой зазор

Комплексным показателем качества n стабильности работы подшипникового узла является его температура. Причиной повышенной температуры может быть малый зазор в подшипнике или чрезмерно большой натяг, недостаток смазки, увеличенный момент трения вследствие износа рабочих поверхностей подшипника или взаимного перекоса колец. Возможны комбинации этих причин. В результате анализа работ И.В. Крагельского, В.Н. Нарышкина, Р.В. Коросташевского, H.A. Спицына, Б.И. Костецкого, Л Я. Переля была получена формула, определяющая температуру подшипника дисковой бороны, учитывающая совместное влияние известных факторов [1].

Для проверки теоретической модели были проведены стендовые испытания по определению зависимости температуры подшипника дисковой бороны от продолжительности работы для каждого технического состояния подшипников.

Для проведения эксперимента были сформированы комплекты подшипниковых узлов со следующей величиной осевого зазора в подшипниках: 1 - 0,00 мм; 2-0,10 мм; 3 -0,17 мм; 4 -0,20 мм; 5-1,00 мм.

Также были сформированы два комплекта подшипниковых узлов, в которые установлены подшипники с осевым натягом: 1 - 0,02 мм; 2 - 0,09 мм.

Графически полученные зависимости представлены на рис. 1.

Функциональные зависимости расчетной температуры подшипника от продолжительности работы для каждого технического состояния подшипников:

1. Подшипники с осевым зазором 0,0 мм:

_£(30,4862+7>)+46007> Tpi-.

4600+t

2. Подшипники с осевым зазором 0,10 мм:

_t(33,3179+7V)+46007V Ip? .

4600+t