К расчету контактных температур при трении деталей двигателей внутреннего сгорания Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 620.179.112

К РАСЧЕТУ КОНТАКТНЫХ ТЕМПЕРАТУР ПРИ ТРЕНИИ ДЕТАЛЕЙ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ

В. Г. Заренбин, д. т. н., проф.

Тепловая задача трения для различных характеристик контакта при фрикционном взаимодействии сопряженных поверхностей изложена в работах [1-6]. Доказано, что тепловое состояние непосредственно связано как с условиями на фрикционном контакте, так и особенностями макро- и микроконтактирования элементов пары трения. Для поршневого кольца (ПК) и гильзы цилиндра (ГЦ) двигателя внутреннего сгорания (ДВС) такими особенностями являются нестационарный, смешанный режим трения, широкий диапазон значений вектора внешних воздействий и изменение структуры трибомеханической системы. В этом случае актуальной представляется оценка максимальной температуры поверхности, которая определяет возможность возникновения заедания и противозадирную стойкость трущихся тел.

Между тем решение и анализ такой тепловой задачи с учетом наличия граничной масляной пленки (МП) на скользящем контакте в ДВС до сих пор проведены недостаточно и требуется его дальнейшее развитие.

Цель работы. Предложить расчет температуры на контакте поршневое кольцо-гильза цилиндра ДВС в условиях граничной смазки и неустановившегося трения.

Основной материал. Для расчета максимальной температуры на контакте 1тах использовано общепринятое допущение о том, что она является суммой поверхностной температуры 1;п и температурной вспышки 1всп, которая возникает при взаимодействии неровностей сопряженных поверхностей.

Считая поверхность ГЦ гладкой, а неровность ПК скользящей в условиях граничной смазки, температуру 1всп на поверхности ГЦ для движущегося квадратного источника тепла интенсивностью q со стороной 21, можно описать уравнением [1; 5; 6]:

г сп.и ( *, у, Ро ^ Ре )

(1

) ч £

0 ¥ ( Г, у, Ро ц , Ре ),

(1)

где

0 ц ( г , у, Ро х + 1

ег[

Ре =

V £

2 а,

, Ре ) =

+ — иРе 2

РО ц =

1

Л4Р

- егГ

I

егГ

У + 1

Г - 1 1 „

-+ — иРе

и2

х

- ег[

du

£'

У -1

х = —; у = —;

££

(2)

соответственно ГЦ [ 3 ]; V -

а тп — коэффициент распределения тепловых потоков;

приведенные коэффициенты теплопроводности и температуропроводности

скорость скольжения ПК, Т - время ; х, у - координаты.

Поскольку при числе Ре > 4 максимальная температура на контакте квадратного и кругового источников одинакового характерного размера отличаются не более 12 % [1], принято I = 0,5dср, где dср - средний диаметр фактического пятна касания. Для неровности ПК число Ре = 0 и уравнения (1) и (2) запишутся в виде :

г есп к ( *, У, Ро к ) =

а тп Ч £

•0 к (х, у, Ро к)

(3)

где

а

1

гр .ц

и

и

0

и

а т

пр .ц .

0 к (х, у, Ро к) =

\4к

ег/ I ^^ I - ег/

0

х - 1

и

егП^11 - ег/ ( У - 1

(\)

ёи

, а„„,, -

соответственно приведенные коэффициенты

р°к = апР.к т/12; Л,р.к , '-пр.к теплопроводности и температуропроводности ПК.

Число Фурье в момент проникновения тепла на всю толщину 5м граничной масляной пленки (МП)

Ром = \ам • т / ёСр, где тм = 81 /(3а м ) [3] ,

м мм ср ' ^ м

ам - коэффициент температуропроводности МП.

Изменения Ром от угла поворота коленчатого вала (п.к.в.) на номинальном режиме работы дизеля 8Ч 12/12 при различных значениях параметра опорной кривой и представлены на рисунке 1. Исходные данные: 8м = 0,1 • 10 6 м, максимальная высота неровности профиля Ктх = 3 • 10-6 м, радиус кривизны вершины неровности г = 90 • 10-6 м. Остальные величины взяты из работы [3].

РОм

0.001 0.001 0.001 0.00

810" 610-\ \10"\ 210-\

30 31 32 33 3\ 35 36 37 38 39 \0 \1 \2 \3 \\ \50 угол поворота коленвала

Рис. 1. Изменения Ром от угла поворота коленвала при различных значениях параметра опорной кривой V/ 1 - V = 2; 2- V =2.5

В интервале рассмотренных углов п.к.в. число Ром не превышает значения 1410" . Для наиболее вероятной зоны граничной смазки (от 350 до 390о п.к.в.) Ром<810-\. Поскольку Ром<

Ро = 0,01, то формулы (1-\) можно существенно упростить:

^ ■ ,

*всп.ц (0,0,т)

0 ц (0,0,Го ч ) =

'всп.к (0,0,т) = 0 к (0,0,Го к)

1.

Ро

2 -ч/р

л/а

2

РО к .

у/Ж

Полагая т = тм, находим максимальную температуру вспышки для ГЦ и ПК:

2 (1 -аш )д8м

4ъЖ

1 « тп Ч

всп . тах . к

8,

*______ц = —;== • --ш у' м (5)

(6)

/3 Ж 1 „

Коэффициент распределения тепловых потоков От является постулируемой величиной, т. е. определяемой до решения теплотой задачи из условия равенства максимальных или средних поверхностных температур трущихся тел [5; 6].

* = * + *

тах ц всп .ц ,тах

* + *

к всп.к .,тах

1

I

и

и

и

или

t +1 = t +1 (8)

ц всп.ц.т. к всп.ц.т. ' v /

где

(1 - а тп) q 0 (9)

t = ^-~ тп J1 Q

всп . ц ., т л ц.т

l м

= атп q 0 (10)

к.т '

l м

0

1 i i

= — II 0 ц ( X, у, F о , Pe ) d Xd у 4 -1 -1 1 1 1

= — || 0 к ( X, у, Fo ,0) d Xd у.

4 - ! - !

tv tK - поверхностные температуры ГЦ и ПК. Подставляя в (7) и (8) выражения (5), (6), (9,10) получим:

-( 2 -A t ^

• c

пр .к г пр .к пр .к

1 +__" пр .к

qd 0

i cp ц, цт

тп.тах, т

, Л О • C + - Л О • c

Д^ прк г прк прк Д/ прц г прц прц

где А1 = 1;ц - 1;к; Лпрк, рпрк, рпрц, спрк, спрц - соответственно приведенные коэффициенты

теплопроводности, плотности и теплоемкости ПК и ГЦ;атп тах т - коэффициент

распределения тепловых потоков при равенстве максимальных или средних температур на контакте.

При Лпрк Лпрц Лм , рпрк рпрц рм , спрк спрц см ;

А X '-Л„

атп. max, m 0,5 , ,-х

q • d 0

^ cp ц, ц m

В нашем случае в зоне граничной смазки при At < 10oC значение От с погрешностью не более 3 % можно принять равным 0,5.

Присутствие на поверхности граничной МП значительно увеличивает число Пекле для движущегося источника тепла (ИТ). В области Fo < FoM число Ре > 200, при этом значения величин максимальных и средних поверхностных температур совпадают. Поэтому при оценке Огп в зоне граничной смазки их выбор не имеет практического значения. Для простоты решений более целесообразным представляется использование условия равенства максимальных температур, хотя физически он менее оправдан из-за разных точек зон контакта.

На рисунке 2 приведены изменения температуры вспышки teслц от продолжительности трения неровности для номинального режима работы дизеля 8Ч 12/12 при ф=370° п.к.в. и следующих исходных данных: Лтш:=Г10-6м; г=150'10-6м; 5м = 0,110-6м; tк = 160 оС; параметры опорной кривой: u=2, в=2. При определении q и dcp использованы формулы, полученные в работах [3; 4].

С увеличением продолжительности контакта teciltj в начале быстро возрастает, достигая при 5=5м экстремального значения 116 оС для относительной контурной площади контакта лс = 0,1 и 78 оС для a = 0,9. В дальнейшем происходит снижение их значений соответственно до 48 и

28 оС с последующей практически стабилизацией из-за незначительного изменения приведенных теплофизических параметров. Таким образом, увеличение относительной контурной площади контакта с 0,1 до 0,9 (приработка поверхностей) привело к снижению tecn^ на 38 оС (33 %). Значения максимальной температуры поверхности при этом составили соответственно 276 и 238 оС.

Если принять допустимую температуру поверхности трения равной 240 оС, то путь трения приработанной неровности в этом случае не будет ограничиваться условием разрушения адсорбированного масляного слоя.

Практический интерес представляет также оценка температуры поверхности после взаимодействия неровностей, длительность которого зависит от скорости скольжения и

среднего диаметра фактического пятна касания, т.е. Твсп =dcp /v. Ее значение необходимо для

исследования кинетики образования смазочных слоев в случае их локального разрушения при

t

всп . к .. т

повторно-кратковременном режиме трения. Если промежуток времени между двумя последовательными контактами неровностей будет превышать твсп., то температуру поверхности в период межциклового движения неровности можно принять равной 1;к.

1всп.ц

оС

120 90

60 30

0

0 5.10-8 1.10"7 1.5.10-7 2.10-7 2.5.10-7 3.10"7

Рис. 2Изменение температуры вспышки teen.ц от продолжительности трения при различных значениях отношения Ас/Ан: 1 -0.1; 2 -0.9 .

Выводы

1. Предложен расчет температур на контакте поршневое кольцо-гильза цилиндра ДВС в условиях граничной смазки и неустановившегося трения.

2. Приведены зависимости контактных температур от микрогеометрических характеристик пары трения для номинального режима работы дизеля 8Ч12/12.

ИСПОЛЬЗОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА

1. Мышкин Н. К., Петроковец М. М. Трение, смазка, износ. Физические основы и технические приложения трибологии. - М.: ФИЗМАТЛИТ, 2007. - 368 с.

2. Пикус В. И., Стефановский Б. С., Новиков В. Г. и др. Оценка температур на фактическом пятне контакта в условиях ДВС. // Межвузовский сб. науч. тр. - Ярославль: ЯПИ. - 1976. -С. 63-67.

3. Заренбин В. Г. Расчет пути трения смазочного единичного пятна касания. // Вюник Придшпровсько! державно! академп бущвництва та архтектури. - 2006. № 9. - С. 21-25.

4. Крагельский И. В., Добычин М. Н., Комбалов В. С. Основы расчетов на трение и износ. -М: Машиностроение, 1977. - 526 с.

5. Blok H. Theoretical study of temperature rise at surfaces of actual contact under oilness lubricating conditions - Proc/. Inst/ Mech. Eng. London, 1937. V2.2., p. 222-235.

6. Jaeger J. C. Moving sources of heat and the temperature at sliding surfaces. - Proc. Roy. Soc. NSW. 1942,V.76. p. 203-224

•• • •

• • • • у • £ 1 2

• / • • / • • ••..... \ ........ ■ Ш • • • • • 1 V"

УДК 620.179.112.

К расчету контактных температур при трении деталей двигателей внутреннего сгорания /В. Г. Заренбин //Вкник ПридншровськоТ державноТ академп бущвництва та арх^ектури. - Днiпропетровськ: ПДАБА, 2009. - № 1. - С. 11 - 14. - рис. 3. - Бiблiогр.: (6 назв.).

Предложен расчет температур на контакте поршневое кольцо-гильза цилиндра ДВС в условиях граничной смазки и неустановившегося трения. Приведены зависимости контактных температур от микрогеометрических характеристик пары трения для номинального режима работы дизеля 8Ч 12/12.