Анализ тепловых потоков при финишной отделочно-антифрикционной обработке гильз цилиндров автотракторных двигателей Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

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

(СПбГАУ, v.y.skovorodin.@gmail.com) Аспирант Е.Е. ПУРШЕЛЬ (СПбГАУ Purshel@mail.ru)

АНАЛИЗ ТЕПЛОВЫХ ПОТОКОВ ПРИ ФИНИШНОЙ ОТДЕЛОЧНО-АНТИФРИКЦИОННОЙ ОБРАБОТКЕ ГИЛЬЗ ЦИЛИНДРОВ АВТОТРАКТОРНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

Отделочно-антнфрикцнонная обработка, гильза блока цилиндров, алмазное выглаживание, площадь контакта, плотность теплового потока

Качество восстановления работоспособности сопряжений цилиндро-поршневой группы при капитальном ремонте автотракторных двигателей является основным фактором, определяющим послеремонтный ресурс. При этом главной деталью при восстановлении является гильза цилиндров. Остальные детали сопряжений (поршень, поршневые кольца) в случае достижения предельной величины износа, как правило, заменяются на новые.

В ремонтной практике при восстановлении гильз цилиндров в основном используется обработка внутренней поверхности до ремонтного размера. Показатели работоспособности гильзы во многом зависят от технологии финишной обработки. Для обеспечения высокого качества восстановления предложен метод финишной отделочно-антифрикционной обработки алмазным выглаживанием в среде геомодификаторов трения [1]. Антифрикционные характеристики обработанной поверхности зависят от режима обработки, обеспечивающего тепловой режим в зоне трения обрабатывающего инструмента.

Цель исследования - анализ тепловых потоков финишной отделочно-антифрикционной обработки алмазным выглаживанием в среде геомодификаторов трения.

Тепловыделение в зоне контакта инструмента с деталью возникает в определённом объёме. Так как источники теплоты являются неподвижными для инструмента и быстродвижущимися для детали, процесс теплообмена при выглаживании достаточно быстро устанавливается по поверхности детали, это позволяет понять, что источники теплоты относятся к двухмерным.

Для анализа тепловых потоков рассмотрим схему, аналогичную приведённой в [2]

дополнив её учётом величины продольной подачи индентора.

и

(И - индентор, Г - гильза, V - направление скорости скольжения индентора, Ь,1 - размеры площадок касания индентора, q - тепловые потоки, 1-4 - функции распределения тепловых потоков)

В зоне обработки возникают два основных источника теплоты: - ) - в зоне пластической деформации на передней поверхности индентора;

-дДу/ ) - в зоне упругого восстановления на задней поверхности индентора.

Принимается, что законы распределения интенсивности источников в направлении движения индентора несимметричные и равномерные по направлению подачи.

Распределение плотности теплообразуещего потока на передней площадке

X + Ь^ ) (рис.2) по направлению скорости выглаживания имеет вид:

на задней площадке (рис.2) в направлении, обратном направлению скорости

выглаживания:

(2)

где С[ |, У{-у2 ~ максимальные интенсивности источников;

у/^ — Х| /и Ц= Х^ / - безразмерные абсциссы по направлению и обратном направлению скорости выглаживания (рис.1 и рис.2).

тшр \-

ГИ/ЬЗА

\

Рис. 2. Схема контакта и форма поверхности контакта шарового индентора с поверхностью

гильзы при алмазном выглаживании

Максимальные значения интенсивности источников зависят от параметров технологического процесса обработки и определяются следующими функциями:

; (3)

1 2)

д02=\,92сгв/2У, (4)

где - сила трения индентора о поверхность гильзы, ^ = /Р,

- сила прижатия индентора к детали; V - скорость скольжения индентора по поверхности;

и У' - коэффициент трения на передней и задней поверхности индентора;

С^ - временное сопротивление разрушения материала гильзы.

С целью анализа влияния на тепловые потоки параметров режима финишной отделочно-антифрикционной обработки алмазным выглаживанием в среде

геомодификаторов трения выполнены расчёты при вариации значений параметров в диапазонах, рекомендованных в технической литературе.

На рис. 3 показаны зависимости интенсивности источника на передней поверхности индентора от глубины внедрения при различных размерах индентора и скоростях его скольжения относительно поверхности гильзы. Как следует из графика, зависимость интенсивности источника от глубины внедрения индентора близка к линейной, а величина интенсивности существенно зависит от скорости его скольжения относительно поверхности гильзы и радиуса рабочей части инструмента. Влияние этих параметров показано на рис. 4.

80

Чо1

Вт/м2-!^

40

20

■1* = ■Я =

2м Зм

м, 100

м, у= 1оа

м, У= 100

м/мин м/мин м/мин

■ К =2|>|1м, У=250 ^=3мм, У=250 им, У-25С

\л/мин \л/мин

3 6 9 12

Глубина внедрения индентора, мкм

15

Рис. 3. Зависимости интенсивности источника теплоты на передней поверхности индентора от глубины внедрения при различных размерах индентора и скоростях его скольжения относительно поверхности гильзы

Как следует из графиков, с увеличением радиуса индентора интенсивность источника теплоты на передней поверхности уменьшается. При этом снижение интенсивности возрастает с увеличением скорости скольжения индентора. Интенсивность источника теплоты на передней поверхности прямо пропорциональна скорости скольжения индентора.

Тепловой поток на задней поверхности индентора, возникающий вследствие трения между индентором и упруговосстанавливающимся материалом гильзы, существенно отличается от потока на передней площадке.

2 3

Радиус индентора, мм

«80 Чо1

Вт/м2-

О8 60

40

20

1 —Ф-И=5. Я=2А «км, м 1

Р1=4и (1=2(1 м мкм. м

100 200 Скорость скольжения

индентора, м/мин

300

а) б)

Рис. 4. Зависимости интенсивности источника теплоты на передней поверхности индентора от радиуса индентора при различных режимах обработки (а) и от скорости скольжения относительно

поверхности гильзы и радиуса индентора (б)

О

О

На рис. 5 показаны зависимости интенсивности источника теплоты на задней поверхности индентора от силы прижатия к гильзе и размера рабочей поверхности при скоростях скольжения 100 м/мин и 250 м/мин. Общие закономерности тепловых потоков одинаковые для разных режимов обработки и отличаются только абсолютными величинами.

а) б)

Рис. 5. Зависимости интенсивности источника теплоты на задней поверхности индентора от силы прижатия к гильзе и размера рабочей поверхности при скорости скольжения 100м/мин (а) и от силы прижатия к гильзе и размера рабочей поверхности при скорости

скольжения 250 м/мин (б) Теплота каждого из источников передаётся детали и индентору. Теплоотвод в инструмент (стоки) на площадках передней и задней поверхности индентора распределён по сложным законам €¡{1//^) и £/('//-,) Для поставленных целей работы можно упростить эти

распределения. В [2] предложено для анализа использовать средние значения стоков и

> считая их равномерно распределёнными.

Рассмотрим формулы для расчёта средних температур и 0 на переднем

и заднем X (¿^ + Ь^) участках (рис.2) со стороны детали и со стороны

индентора.

Температура со стороны детали на переднем участке зависит только от источника ^01 и стока Цу

0,-0,057^4(^,-2,78*,) . (5)

СО - коэффициент температуропроводности (см /сек); /| - размер площади контакта в направлении движения индентора (мм);

Л - коэффициент теплопроводности (кал/(см с °С)); V - скорость скольжения индентора (м/мин).

Температура задней площадки формируется источниками £/о1' Я()2 и стоками Я\1

> так как теплота источника передней площадки распространяется назад по направлению движения инструмента и влияет на заднюю площадку.

Тогда температура со стороны детали на заднем участке будет равна:

02 = 0,087 (д02 + 0,86 1 -1,84(^ + %)), (6)

где 13 = //^, (9|, - коэффициенты, являющиеся функциями параметра р.

Значения этих коэффициентов в зависимости от глубины внедрения индентора приведены на рис. 6.

ш

О

£ 0,9 ш

-е-4

(П

0

и 0,7 х

1

О)

ш 0,6

0,5

л —Р

\ : — -01 — 02

\

--- --Ч

---- ----

0,005 0,01

Глубина обработки, мм

0,015

Рис. 6. Зависимость коэффициентов от глубины внедрения индентора

Температура на участках контакта со стороны инструмента зависит от тепловых потоков на каждой площадке.

Результаты исследований процесса алмазного выглаживания, приведённые в литературных источниках, показывают, что стоки тепла на площадке контакта между инструментом и деталью направлены в инструмент, причём тепловой поток со стороны задней поверхности не достигает передней и отводится в высокотеплопроводный алмазный наконечник инструмента.

При отделочно-антифрикционной обработке материал гильзы контактирует с инструментом, изготовленным из алмаза. Алмаз обладает очень высокой теплопроводностью (до 2000 Вт/м иС), поэтому теплообмен между гильзой и инструментом быстро стабилизируется. В этом случае температура на передней и задней площадках контакта индентора может быть определена по формуле [2].

4^2 J

" я„

2 1 л 1у1

я„

0| = ^|/|У|+^/2А2

К К

Функции ] учитывают влияние размеров источников тепла на передней ( ^ —+¿>2) ) и задней ( = / + ) ) площадках на среднюю температуру площадок. Функции N учитывают влияние стоков Си на температуру площадок.

0,06+0,033

^=0,06 + 0,033 ^ Щ

к+ы 1 21л Ь\+Ь2

2 и

МЕХАНИЗАЦИЯ II ЭЛЕКТРИФИКАЦИЯ 0.66

М, =0,05777р"1/772°-

0.66

Л=1 + /2//1

Р2=!+/,//,

Коэффициенты в формулах соответствуют размерностям аргументов, использованных в [2].

Величина стоков и определяется решением следующей системы уравнений:

0,057 1 - 2,78 ^) = +^

Л,

Л,

ОЩ7^(дО240 + 0,86 1 - 1Щд2у1Р +

1 Лг,

Л/ Л/

Результаты решения при вариации значений параметров режима выглаживания в диапазонах, рекомендованных в технической литературе, показаны на рис. 7.

Вычисление интенсивностей всех тепловых потоков позволяет определить температурное поле в зоне контакта индентора с поверхностью гильзы. Максимальное значение температуры определяется по формуле [2]:

4соТл

@тах = ОД 38

Х4У

12

41

ВгмЧ

-3, У=10С -4, У=10С

0 100 200 300 400

Сила прижатия индентооа, Н

12

Вт М--10

—я = 1, \^100 У=100

—1—р - 2, У=250 3, V—250 ¿Ж

у £

0 100 200 300 400 Сила поижатия индентора, Н

а) б)

Рис.7. Зависимость интенсивности потока теплообмена на передней площадке контакта индентора с поверхностью гильзы от силы прижатия индентора при различных параметрах технологического процесса (а) и от силы прижатия индентора при различных параметрах

технологического процесса (б)

На рис.8 показаны зависимости максимальной температуры в зоне контакта индентора с поверхностью гильзы от глубины обработки для различных размеров индентора и разной скорости скольжения индентора относительно гильзы.

Ю м/мин Ю м/мин Ю м/мин 'О м/мин 'О м/мин 'О м/мин

0 Глубина внедрения ик?дентор^мкм 15

Рис.8. Зависимость максимальной температуры в зоне контакта индентора с поверхностью гильзы от глубины обработки, размера индентора и скорости скольжения

Закономерности изменения температуры от глубины внедрения индентора не линейны и существенно зависят от режима технологического процесса. В наибольшей степени на величину температуры (при фиксированной глубине обработки) влияет скорость скольжения индентора.

На рис. 9 показана зависимость максимальной температуры в зоне контакта индентора с поверхностью гильзы от скорости скольжения при различной глубине обработки.

1000

^ 800

го

о.

>-

О 600

о. с

I 400 р

200 0

0

Рис.9. Зависимость максимальной температуры в зоне контакта индентора с поверхностью гильзы от скорости скольжения при различной глубине обработки

Эти зависимости носят также не линейный характер. Для получения общей математической модели влияния технологических факторов на величину температуры в зоне контакта проведён вычислительный эксперимент при варьировании значений технологических параметров в диапазоне, рекомендованном в технической литературе. По технологическому процессу при антифрикционной обработке для создания большей площади контакта в зоне трения индентора и обрабатываемой поверхности детали целесообразно применять инструмент с увеличенным диаметром алмазного наконечника.

^ —( =5 мкм

= 11 мкм

100 200 300

Скорость индентора, м/мин.

а) б)

Рис. 10. Графики уровней температуры двухмерных зависимостей от глубины внедрения индентора и скорости скольжения по поверхности гильзы (а) и от силы прижатия индентора и

скорости скольжения по поверхности гильзы(б)

Поэтому при разработке модели принят серийно выпускаемый инструмент с максимальным диаметром алмазного наконечника 4 мм.

В результате выполненных расчётов получены регрессионные модели второго порядка следующего вида:

0 = 1,42 И1 - 9,44 К2+3,7 И + 28,27К + 16,86// V-51

0 - -0,0025 Р2 - 9,44Г2+1,96 Р + 65,89Г+0,46 РУ -132

1 < И < 15мкм 0< Р<400 Н 0,5<I <5м / сек

Регрессионные модели позволяют назначать режимы технологического процесса по заданной температуре в зоне контакта инструмента с деталью. Формирование металлокерамических плёнок при финишной антифрикционной обработке гильз цилиндров геомодификаторами возможно при температуре, превышающей 500°С [1]. В то же время для обеспечения работоспособности алмазного выглаживателя температура не должна превышать 800°С [2].

На рис. 10 приведены номограммы для назначения режимов финишной обработки зеркала гильз цилиндров при радиусе индентора 4 мм. Номограммы построены для разных вариантов обработки, так как антифрикционная обработка может производиться в двух вариантах - с заданием глубины внедрения индентора и с заданием силы прижатия индентора.

Проведённые расчёты позволяют сделать следующие выводы.

Требуемый тепловой режим в зоне контакта, необходимый для формирования металлокерамических плёнок при финишной антифрикционной обработке гильз цилиндров геомодификаторами, может быть обеспечен в широком диапазоне режимов алмазного выглаживания.

Полученные модели и диаграммы дают возможность назначения режимов отделочной антифрикционной обработки гильз цилиндров по заданным значениям параметров технологического процесса.

Литература

1. Сковородин В.Я., Пуршель Е.Е. Исследование возможности формирования металлокерамических плёнок при финишной антифрикционной обработке гильз цилиндров геомодификаторами //Известия Санкт-Петербургского государственного аграрного университета. - 2016 - № 42. - С. 333-340.

2. Резников А.Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов. - М: Машиностроение, 1981. - 279 с.

Диагностический параметр, форсунка, тепловыделение, дизель, давление начала впрыскивания, топливная аппаратура коэффициент тепловыделения

Рациональное использование топливных ресурсов и улучшение топливно- экономических и экологических показателей поршневых тракторных дизелей в условиях эксплуатации во многом определяются техническим состоянием и качеством работы топливной системы (ТС). Отклонение ее основных диагностических (контролируемых) параметров от номинальных значений приводит к ухудшению мощностных, экономических и экологических показателей работы дизелей.

При эксплуатации дизелей наибольшее количество неисправностей приходится на топливную систему, в связи с чем поддержание ее в исправном состоянии и проведение технического обслуживания и ремонта ее узлов и деталей с минимальными затратами является актуальной задачей.

Наиболее слабым звеном ТС тракторных дизелей является форсунка, которая работает в тяжелых условиях воздействия высокотемпературных внутрицилиндровых газов. Работа форсунки также связана с возникающими виброакустическими процессами, которые определяются двумя основными факторами - ударными воздействиями иглы при ее подъеме и посадке и гидродинамическими явлениями в процессе топливоподачи. В связи со сложностью происходящих процессов, изменения контролируемых параметров топливной системы (ТС ) носят случайный характер, и исследование характера их изменения обычно проводится с использованием принципов случайных процессов [1].

От работоспособности распылителя форсунки зависит качество процесса распыливания топлива, точность его дозирования, которые в целом влияют на протекающие в цилиндре дизеля рабочие процессы. Основными контролируемыми параметрами ТС, определяющими техническое состояние форсунки, являются давление начала впрыскивания топлива, среднее эффективное сечение и ход иглы распылителя. Взаимосвязь данных параметров с основными показателями двигателя - эффективная мощность Ые, эффективный удельный расход топлива ge , часовой расход топлива О,, крутящий момент Ме и экологические показатели (Э/7), в общем виде, можно записать следующими зависимостями:

УДК 621.432

Канд. техн. наук P.A. ЗЕЙНЕТДИНОВ (СПбГАУ, /габ 1 e/ mail.ru) Соискатель A.B. ФЕОКТИСТОВ

(Всеволожское ДРСУ, aspirantl986@yandex.rn)

ВЛИЯНИЕ ИЗМЕНЕНИЯ ДИАГНОСТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ФОРСУНОК НА ХАРАКТЕРИСТИКУ ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЯ ДИЗЕЛЯ

Ne = F\ (Рвпр, 8ц > К > (мЛр, @впр' /у-);

~ l'l (Рвпр ' &ц ■> hи' W.f ^ ■> @впр» Рц-"\

Me=F3(penp,g4,hu, iif^,eenp, /?„...); ЭП = Г<\(рвПр,glf, hu, iif ^,в<тр, Рц...).