Формирование источников тепла при отделочно-антифрикционной обработке гильз цилиндров автотракторных двигателей Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.9:658.5

Доктор техи. иаук В.Я. СКОВОРОДИН (СПбГАУ, у.у. вкоуогосЦп. [email protected]) Аспирант Е.Е. ПУРШЕЛЬ (СПбГАУ, [email protected])

ФОРМИРОВАНИЕ ИСТОЧНИКОВ ТЕПЛА ПРИ ОТДЕЛОЧНО-АНТИФРИКЦИОННОЙ ОБРАБОТКЕ ГИЛЬЗ ЦИЛИНДРОВ АВТОТРАКТОРНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

Отделочио-аитифрикциоииая обработка, гильза блока цилиндров, алмазное выглаживание, площадь контакта, плотность теплового потока

В работе [1] показано, что комбинированная отделочно- антифрикционная обработка рабочей поверхности гильз цилиндров при их восстановлении является одним из перспективных методов повышения качества ремонта автотракторных двигателей. В качестве отделочной операции предлагается операция алмазного выглаживания в среде геомодификаторов трения. Для реализации этого технологического процесса требуется соблюдение заданного теплового режима.

Основным фактором, влияющим на создание упрочнённого антифрикционного покрытия, является температура в зоне трения инструмента и детали. Значение температуры зависит от характеристик источника тепла. Для обоснования оптимальных параметров технологического процесса комбинированной отделочно-антифрикционной обработки необходим анализ формирования источников тепла.

Тепловой источник возникает как результат перехода в теплоту энергии деформации обрабатываемого материала и работы трения на контактной поверхности индентора. На рис. 1 показана схема контакта шарового индентора с поверхностью гильзы. Так как радиус индентора (2-4 мм) на порядок меньше радиуса гильзы (50-100 мм), контакт шарового индентора с поверхностью гильзы будем рассматривать как контакт шара с плоскостью.

Рис. 1. Схема контакта шарового индентора с поверхностью гильзы при алмазном

выглаживании

Вся дуга контакта индентора с поверхностью гильзы состоит из двух участков. На участке 01^ осуществляется основная работа по поверхностному деформированию металла. На участке ОЬг происходит взаимодействие индентора с упруго восстанавливающемся слоем металла. На каждом из участков происходит трение алмазного шара по поверхности гильзы, покрытой геомодификатором.

Суммарная мощность тепловыделения определяется по формуле:

0 = (1)

где - сила трения;

\ - скорость скольжения индентора по поверхности. Сила трения определяется из выражения:

Е /Р, (2)

где Р - сила прижатия индентора к детали; / - коэффициент трения.

Одной из важнейших характеристик источника тепла, определяющей температуру в зоне обработки, является плотность (интенсивность) теплового потока. Плотность теплового потока - это тепловая мощность, приходящаяся на единицу площади:

# = (3)

где Л" - площадь контакта.

Исходя из формул (1), (2) и (3), плотность теплового потока определится выражением:

q = PfVls (4)

Рассмотрим влияние технологических параметров отделочно-антифрикционной обработки гильз на формирование теплового потока.

Одним из основных технологических параметров является сила прижатия индентора к

поверхности детали ( Р ). В литературных источниках, например в [2], приведены

рекомендации по обоснованию силы Р для разных условий алмазного выглаживания. Критерием оптимизации приняты характеристики поверхности после выглаживания. Однако при отделочно-антифрикционной обработке важным параметром является глубина внедрения индентора для сохранения антифрикционного покрытия в процессе трения.

Связь силы и глубины внедрения шарового индентора определяется уравнением Герца [3]:

+ (5)

3 1-у?

где Е^, Е^ - модули упругости материала индентора (алмаза) и материала гильзы цилиндров соответственно;

У^ , У^ - коэффициенты Пуассона индентора и гильзы цилиндров;

Р- радиус индентора; Н - глубина внедрения индентора.

Это уравнение предполагает абсолютно гладкую поверхность детали.

В свою очередь, площадь контакта является функцией нормального

давления Б - / (Р) . Площадь контакта в виде окружности исходя из

геометрических соотношений определяется по формуле: 8 — 71 Рк.

На рис. 2 {а) показана номинальная площадь статического контакта индентора с поверхностью гильзы в зависимости от глубины внедрения для инденторов разного размера.

О 0,003 0,006 0,009 0,012 0,015 Глубина внедрения индентора, мм

0,18 "¡0,16 ш 0Д4

го 0,12

¡0,10

^.0,08

|0,06

°0,04 cz

0,02

О 0,003 0,006 0,009 0,012 0,015 Глубина внедрения индентора, мм

а) б)

Рис. 2. Зависимость номинальной (а) и фактической (б) площадей контакта при статическом внедрении индентора в поверхность гильзы

Фактически же иидеитор внедряется в поверхность, имеющую определённую шероховатость, и контакт осуществляется по выступам (рис. 1, б). Для учёта фактической площади контакта в формулу (5) необходимо ввести коэффициент, учитывающий характеристики шероховатости поверхности гильзы. В качестве такого коэффициента можно использовать стандартный параметр шероховатости - относительную опорную длину профиля, равную отношению суммы длин отрезков, отсекаемых на заданном уровне (в данном случае глубине внедрения индентора) в материале выступов к базовой длине.

Относительная опорная длина профиля (t ) определяется зависимостью:

П

t, = при 0<^^<0,4, (6)

h к R

тпах max

где Ь, V - параметры степенной функции опорной кривой профиля;

R - наибольшая высота неровностей профиля, шах

В зависимости от способа обработки гильз при их восстановлении образуется поверхность, являющаяся исходной при отделочно- антифрикционной обработке. Наиболее распространённой технологией обработки при восстановлении гильз цилиндров является технология ГОСНИТИ.

По технологии ГОСНИТИ растачивание гильз производят на вертикальном алмазно-расточном станке модели 278 или 278Н. Растачивают гильзы цилиндров до необходимых размеров за один проход при режиме: частота вращения шпинделя станка - 112 об/мин, подача инструмента - 0,2 мм/об, глубина резания - 0,3 мм, шероховатость обработанной поверхности в пределах Ra=2,5 - 1,25 мкм. По данным [4], такой режим обработки

обеспечивает следующие параметры шероховатости: К =10-20 мкм, ¿>=2,7 - 2,9, V

max

=1,8-1,9.

На рис. 2 (б) показана фактическая площадь контакта индентора с поверхностью гильзы в зависимости от глубины внедрения для инденторов разного размера. Как видно из графиков рис. 2, зависимости номинальной и фактической площади от глубины внедрения индентора существенно отличаются.

В связи с изменением фактической площади контакта изменится и необходимое для углубления индентора усилие. На рис. 3 показаны графики зависимости силы, действующей

на нндентор, для углубления индентора на заданную величину без учёта шероховатости (абсолютно гладкая поверхность) и с учётом параметров шероховатости.

Из представленных зависимостей видно, что при определении необходимого для заглубления индентора на заданную глубину усилия необходимо учитывать параметры шероховатости поверхности гильзы, так как зависимости без учёта шероховатости (а) и с учётом параметров шероховатости (б) существенно отличаются друг от друга. Кроме того, величина силы, действующей на индентор, для углубления индентора на заданную величину зависит от размера индентора.

Рис. 4. Трёхмерная зависимость радиальной силы от глубины внедрения и радиуса индентора

при алмазном выглаживани гильзы цилиндров

а) б)

Рис. 3. Зависимость силы прижатия индентора к гильзе от глубины внедрения индентора без учёта параметров шероховатости (а) с учётом параметров шероховатости поверхности гильзы (б)

>600 < 600 <500

< 400

< 300

< 200 < 100 <0

В результате анализа зависимостей силы прижатия индентора от глубины внедрения и размера индентора (радиуса) получена регрессионная модель следующего вида:

Р=59-32х103/г-65х103Я+Зх10б/г2+2,ЗЯ2+6х103/гЯ, (7) где ^вН, о,001<И <0,015мм, 2<Я<4 мм.

Трёхмерная зависимость силы прижатия индентора от глубины внедрения и размера индентора показана на рис. 4.

Рис. 5. Форма поверхности контакта при выглаживании плоской детали индеитором

с рабочей частью в виде шара

Рассмотренное выше правомерно, когда форма пятна между обрабатываемой поверхностью и деформирующим элементом, представляет правильную геометрическую фигуру (окружность). Однако, так как при движении индентора обрабатываемый материал получает остаточную деформацию и упругое восстановление, то форма поверхности контакта оказывается существенно отличной от круга [2] (рис. 5). При движении детали относительно индентора со скоростью V и подачей индентора Б перед шаром образуется волна деформированного металла, а за шаром остается пластически деформированная поверхность. Линия В1АВ2 является границей контакта с необработанной поверхностью, линия В1СВ2 - с обработанной.

Для расчёта площади в [2] предлагается (с достаточной для практики точностью) заменить сложную форму пятна контакта прямоугольником со сторонами

(/^+/2), (Ь\ ) Величины /,, /2, Ъх, Ь2 можно определить исходя из геометрических

соотношений как радиусы контакта шара с плоскостью в зависимости от глубины внедрения и подачи по формулам:

= 12=у[ЙА, Ъ2=^ЁЛ, (8) Л

где А - величина упругой деформации материала гильзы. Тогда площадь пятна контакта будет равна:

-У = ( -.Дй+^/дД )х ( ). (9)

По данным В.М. Торбило, величина упругой деформации материала гильзы составляет 4-5 мкм.

На рис. 6 показаны результаты расчёта зависимости номинальной (а) и фактической б) площадей контакта в зависимости от глубины внедрения индентора.

0,14

2

«0,10 к

Р 0,08

х

о

i;o,06

et

3"0,04 о

1=0,02

0,00

0 0,004 0,008 0,012 0,016 Глубина внедрения индентора, мм

0,14

0,12

гс 0,1 н

SC

Р 0,08

I

0

* 0,06 et

га

1 0,04 о

[= 0,02

0 0,004 0,008 0,012 0,016 Глубина внедрения индентора мм

— . . R=2mm

- . R=3mm

- R=4MjtT > «f

/ > Ф **

f i /

/У. ff s

//. V

а) б)

Рис. 6. Зависимость номинальной (а) и фактической (б) площади контакта иидеитора при выглаживании от глубины внедрения и размера индентора

В результате анализа зависимостей площади контакта индентора от глубины внедрения и размера (радиуса) получена регрессионная модель следующего вида:

я=0,008-3,8х/г-0,004хЯ+236х/г2 -0,0004Я2 +2,6/гЯ , (10)

где £ в мм2, 0,001 <//<0,015мм, 2<Я<4 мм.

На рис.7 показана трёхмерная зависимость фактической площади контакта индентора при выглаживании от глубины внедрения и размера индентора.

Рис. 7. Трёхмерная зависимость фактической площади контакта иидеитора при выглаживании

от глубины внедрения и размера индентора

Одним из важнейших аргументов, входящих в формулу плотности теплового потока, является коэффициент трения.

Трение возникает при деформировании поверхностного слоя материала детали инструментом и преодоления адгезионных связей, возникающих между материалом инструмента и материалом детали. В этом случае коэффициент трения будет равен:

f~ fdecp.~^~ fade.' где /()еф ~ деформационная составляющая коэффициента трения;

- адгезионная составляющая коэффициента трения.

Для расчёта деформационной составляющей коэффициента трения в [5] предлагаются формулы:

0 31

0.55^. (12)

где НУ - твёрдость поверхности гильзы по Виккерсу.

Адгезионную составляющую коэффициента трения теоретически рассчитать очень трудно и её определяют экспериментально. По данным [5] величина адгезионной составляющей для рассматриваемых условий выглаживания находится в пределах 0,03 -0,05.

Результаты расчёта коэффициента трения показаны на рис. 8.

0,06

„.0,05

X I

ш

2-0,04

I-X

| 0,03

^0,02 <т)

о

2С

0,01 0,00

0 0,003 0,006 0,009 0,012 0,015 Глубина внедрения индентора мм

--- R=2 miv R=2 miv форм, форм. 11) (12)

— • R=4 miv R=4 miv форм. (bodm. 11) (12^ *

vi f

4 / ✓ j

А'/

m о

0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00

X

— R=2 • R=2 мм бе: мм с Г ГМТ VIT

— R=4 ■ - R=4 мм бе: мм с Г ГМТ \ЛТ

0,000 0,003 0,006 0,009 0,012 0,015 Глубина внедрения индентра, мм

Рис. 8. Зависимость деформационной составляющей коэффициента трения (а) и полного коэффициента трения (б) от глубины внедрения индентора при выглаживании без применения

и с применением геомодификаторов трения (ГМТ)

В результате анализа зависимостей коэффициента трения индентора от глубины внедрения и размера (радиуса) получена регрессионная модель следующего вида:

/=0,009+4,5/г-0,008Я+67/г2+0,0016Я2-0,8/гЯ, (13)

0,001 <И <0,015мм, 2<Я<4 мм.

На рис. 9 показана трёхмерная зависимость коэффициента трения от глубины внедрения и радиуса индентора.

1 г > 006

< 006

1 < 0,05

■ 004

0,03

п< 0,02

1 1 < 0,01

Рис. 9. Трёхмерная зависимость деформационной составляющей коэффициента трения от глубины внедрения и размера индентора

Последним из аргументов функции (4) является скорость перемещения индентора относительно поверхности гильзы. На рис. 10 показана зависимость плотности теплового потока при алмазном выглаживании гильзы цилиндров от глубины обработки с различной скоростью и разным диаметром индентора.

5 т ю

0,003 0,006 0,009 0,012 0,015 Глубина внедрения индентора, мм

=50, 1*=2

Рис. 10. Зависимость плотности теплового потока при алмазном выглаживании гильзы цилиндров от глубины обработки с различной скоростью и разным диаметром индентора

Скорость скольжения индентора существенно влияет на тепловыделение в зоне контакта.

Обобщающей характеристикой процесса выделения тепла является плотность теплового потока. Полученные модели аргументов функции (4) позволяют сформировать общую модель теплового состояния в зоне контакта индентора при отделочно-антифрикционной обработке рабочей поверхности гильз цилиндров при их восстановлении.

На основе выполненных расчётов (для \ =2,5 м/сек) получена регрессионная модель следующего вида:

^ = (4 + 565/г - 1,8Я + 3 8 х 103/г2 + 0,ЗЯ2 -136кК) х 108, (14)

где д вВт/м2, 0,001</г <0,015 мм, 2<Я<4 мм.

Проведённые расчёты позволяют сделать следующие выводы:

1. Комбинированная отделочно-антифрикционная обработка рабочей поверхности гильз цилиндров при их восстановлении является одним из перспективных методов повышения качества ремонта автотракторных двигателей.

2. Оптимальные режимы при растачивании гильз цилиндров до необходимых размеров за один проход: частота вращения шпинделя станка—112 об/мин, подача инструмента— 0,2 мм/об, глубина резания — 0,3 мм, шероховатость обработанной поверхности в пределах 1^=2,5-1,25 мкм. Режим обработки обеспечивает следующие

параметры шероховатости: К =10-20мкм, ¿>=2,7-2,9, V =1,8-1,9.

шах

3. Получены модели аргументов функции, позволяющие сформировать общую модель теплового состояния в зоне контакта индентора при отделочно-антифрикционной обработке рабочей поверхности гильз цилиндров при их восстановлении. На основе

выполненных расчётов площади контакта и плотности теплового потока (для \ =2,5 м/сек) получена регрессионная модель следующего вида:

¿7 = (4 + 565/г —1,87? + 3 8 х 103 /г2 + 0,37?2 -136АД)х108.

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.

3. Попов В.Л. Механика контактного взаимодействия и физика треиия. - М.: ФИЗМАТ ЛИТ, 2013.-352 с.

4. Дёмкин Н.Б., Рыжов Э.В. Качество поверхности и контакт деталей машин. - М: Машиностроение, 1981. - 244 с.

5. Торбило В.М. Алмазное выглаживание. - Машиностроение, 1972. - 105 с.

УДК 631.511 Каид. техи. наук А.К. НАМ

(КБГАУ, [email protected]) Соискатель А.Х. ГАБАЕВ (КБГАУ, [email protected])

МОДЕРНИЗАЦИЯ БОРОЗДООБРАЗУЮЩИХ РАБОЧИХ ОРГАНОВ ПОСЕВНЫХ МАШИН ДЛЯ РАБОТЫ В УСЛОВИЯХ ПОВЫШЕННОЙ

ВЛАЖНОСТИ ПОЧВ

Сошиик, борозда, диск, почва

В настоящее время отечественными и зарубежными машиностроителями предлагаются различные модификации сеялочных агрегатов, которые в той или иной мере отвечают требованиям посева. Однако высокая стоимость большинства из них и низкая платежеспособность сельхозтоваропроизводителей сдерживают их внедрение и распространение. Поэтому в настоящее время, да и в ближайшем будущем, наибольшее распространение получили рядовые дисковые сеялки типа С3-3.6, которыми высеваются практически все культуры сплошного посева.