Нагрев и критические режимы трения при спекании дисков во фрикционе коробки перемены передач трактора Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 667.637.2:621.7.029 С.И. Торопынин, А.Ю. Селин

НАГРЕВ И КРИТИЧЕСКИЕ РЕЖИМЫ ТРЕНИЯ ПРИ СПЕКАНИИ ДИСКОВ ВО ФРИКЦИОНЕ КОРОБКИ ПЕРЕМЕНЫ ПЕРЕДАЧ ТРАКТОРА

При средних и больших усилиях сжатия трущихся поверхностей на контактных площадках возникают «температурные вспышки». Этот процесс приводит к возрастанию коэффициентов и сил трения в фрикционах. В работе теоретически определены коэффициенты трения и температуры вспышек трущихся поверхностей дисков фрикционов коробки перемены передач трактора на различных режимах работы.

Ключевые слова: нагрев, критический режим, трение, трактор, температура.

S.I. Toropinin, A.Yu. Selin

HEATING AND CRITICAL MODES OF THE FRICTION AT DISKS SINTERING IN THE TRACTOR GEARBOX

FRICTION CLUTCH

The article shows that at the average and big forces of rubbing surfaces compression on the contact platforms «temperature flashes» take place. This process leads to the indices and friction forces increase in the friction clutches. The friction indices and temperature flashes of the disks rubbing surfaces in the tractor gearbox friction clutches at various operating modes are theoretically defined.

Key words: heating, critical mode, friction, tractor, temperature.

Причинами отказов коробок перемены передач тракторов «Кировец» являются изнашивание, радиальная усадка, коробление и спекание в наборе дисков трения фрикционов.

Нами решался комплекс задач, связанных с определением причин и условий спекания дисков во фрикционах. Основные положения, математические зависимости и экспериментально проверенные расчетные коэффициенты, приведенные в теории о трении и износах [1], представляют возможность расчетным путем определить уровни нагружения и прогнозировать износостойкость и надежность пар трения в узлах и агрегатах машин еще в период их проектирования.

Воспользовавшись результатами этих фундаментальных исследований, мы поставили задачу теоретическим путем определить критические условия нагружения и факторы, при которых спекаются диски, происходит их радиальная усадка и деформация с приобретением тарельчатой формы.

Для решения поставленных задач ранее нами были определены значения площадей и удельных давлений на контурных и фактических площадках контакта поверхностей трения дисков [2].

В данной работе рассчитаны и обоснованны коэффициенты трения в парах при буксовании при объемной температуре дисков 100 и 6000С, а также в интервале температуры 600—12000С, необходимые для определения количества выделяемого тепла и температуры вспышек на поверхностях контакта.

При средних и больших усилиях сжатия трущихся поверхностей вследствие больших давлений и высоких скоростей взаимного перемещения на поверхностях контактных площадок возникают так называемые «температурные вспышки». Температуры этих вспышек могут превышать температуру начала плавления металлов, при этом контактные площадки растираются по поверхности. При температуре вспышек, превышающей температуру конца плавления, в зонах соударения неровностей образуется магма-плазма и процесс сопровождается эмиссией электронов [3]. Оба эти процесса приводят к многократному увеличению контактных площадок, возрастанию сил и коэффициентов трения.

Разрушение «сварочных мостиков» происходит или по месту образования связи (адгезионное разрушение) или на некоторой глубине (когезионное разрушение). На вид разрушения оказывает влияние способность металла к наклепу при температуре до 5000С: чем мягче металл, тем больше упрочняется деформированный выступ и соответственно разрушение происходит в глубине. Малоуглеродистые мягкие стали (сталь 10, 20 и др.) в процессе наклепа упрочняются очень сильно. Вследствие этого предел текучести может возрасти в 5-8 раз и твердость в 1,5-2,0 раза [4]. Даже у среднеуглеродистой нормализованной стали 45 деформационное упрочнение при трении, то есть возрастание предела текучести, достигает до 6 раз, после закалки до твердости 51-55 НРС - до 2,9 раза и после полной закалки на мартенсит - до 1,2 раза. Поэтому мягким нормализованным сталям при трении свойственно когезионное разрушение, схватывание, интенсивный износ и коробление.

В то же время при нагреве деталей трения до температуры 500—6000С происходит процесс рекристаллизации металла. В результате этого процесса существенно изменяются механические свойства: устраняется наклеп, уменьшаются временное сопротивление, предел текучести и износостойкость металла, существенно повышается коэффициент трения, изменяются также и другие параметры процесса трения [1]. Так, например, при повышении температуры только с 500 до 6000С предел текучести малоуглеродистых сталей (термическая обработка-нормализация) уменьшается практически в 2 раза.

Для стали 20 этот показатель снижается с 139 до 75 МПа (13,9 до 7,5 кгс/мм2), для стали 45 - с 179

до 78 МПа (17,9 до 7,8 кгс/мм2), для стали 65Г- с 286 до 154 МПа (28,6 до 15,4 кгс/мм2) [5].

Для определения коэффициентов трения И.В. Крагельским и его учениками разработана и рекомендована для широкого применения зависимость, которая может быть использована для расчетов как при низкой, так и высокой температуре нагрева металлов [1].

/ \ ',25

т ( Р ^

!л = + Р V >,52А I —I , (1)

С- <7 ус-<Т )

где р - коэффициент трения;

Т0 - сдвиговое сопротивление молекулярной связи, Па (кгс/мм2);

с - безразмерный коэффициент упрочнения стали при наклепе;

от - предел текучести металла, Па (кгс/мм2);

в - безразмерный коэффициент изменения молекулярной связи.

При температурах ниже рекристаллизации этот коэффициент для сталей принимается 0,08, при повышении температуры до 10000С постоянно снижается в 4 раза. Для расчётов принимаем 0,04.

Д - безразмерный комплекс, характеризующий шероховатость поверхности:

р

А = (2)

г -Ьи

В зависимости:

Ртах - максимальная высота неровностей после приработки деталей, в данном случае 0,005 мм;

г - радиус кривизны вершин неровностей, значение которого при плоском шлифовании рекомендуется 0,180 мм;

Ь и и - параметры кривой опорной поверхности, равные 0,9 и 1,95 [1].

4 = °'Ш , = №3.

1,95

0,180-0,9

По формуле (1), как пример, рассчитали коэффициенты трения для первой пары дисков при температуре нагрева дисков, превышающей температуру рекристаллизации, - 6000С. При этом значение параметров принимали из следующих соображений:

Т0 - при сухом трении принимаем 0,54 от предела текучести от. При обильной смазке Т0—>0, для пары трения металл - металл без смазки Т0 = 2,5-10 МПа (0,25-3,0 кгс/мм2) [1];

с - коэффициент упрочнения стали при наклепе: при температуре нагрева до 6000С принимается 3,0; при высокой температуре вследствие рекристаллизации снижается до 1,0; от - предел текучести, равный 75 МПа (7,5 кгс/мм2) [5];

' 25

и л) = --------- + >,08+ ),52*0,03 • — = ),646.

1-7,5 У 1,5)

Результаты расчетов по определению коэффициентов трения при нагреве дисков свыше 6000С приведены в табл. 1

Таблица 1

Изменение коэффициентов трения дисков из стали 20 и стали 65Г при нагреве свыше 600°С

Наименование показателя Материал дисков, сталь 20 Материал дисков, сталь 65Г

Коэффициент трения в нормальных условиях (температура 15-40°С), |_н 0,08 0,26 0,08 0,26

Коэффициент трения в первой паре дисков при нагреве свыше 6000С), ^2(1) 0,646 0,640 0,570 0,560

Коэффициент трения в последней паре при нагреве свыше 6000С), рвд 0,641 0,630 0,570 0,560

Из табл. 1 следует, что при сухом трении и температуре выше рекристаллизации структуры металла коэффициенты трения ^2 для разных пар трения фрикциона и разных сталей отличаются не существенно и в среднем можно принять 0,6.

Для подтверждения данного результата выполним расчеты по определению коэффициентов трения при сварке металлов трением. Значения коэффициентов трения определены по зависимости, рекомендованной в работе [6]:

**" 4-яУ

где к - постоянный коэффициент, значение которого рекомендуется 8'107мм2/мин; п - относительная угловая скорость вращения деталей, об/мин;

1 - радиус вращения площадки трения, мм.

В табл. 2 приведены коэффициенты, определенные расчетным путем по данным литературных источников для образцов, изготовленных из различных марок сталей.

Таблица 2

Режимы сварки трением стальных образцов

Материал образца Диаметр образца, мм Частота вращения, об/мин Удельное давление, МПа(кгс/мм2) Машинное время сварки, с Коэффициент трения, р

Ст.3 и ст.3 40 1500 50 (5) 5 0.75

Ст.3 и ст.3 20 1000 100 (10) 20 0.45

Ст.5 и ст.5 18 1500 50 (5) 5 0.87

Среднее значение - - - - 0.67

Из табл. 2 следует, что коэффициенты трения при сварке имеют более широкое рассеивание, чем полученные нами при расчетах для дисков трения. Это можно объяснить тем, что удельные давления на образцы при сварке трением (50-100 МПа) гораздо выше, чем удельные давления на поверхностях дисков фрикционов (0,08-0,44 МПа) [2]. В то же время линейные скорости взаимного перемещения дисков примерно в 10-20 раз выше, чем при сварке трением образцов малого диаметра. Среднее значение коэффициента трения по трем приведенным режимам сварки составляет 0,67, что достаточно близко к определенным нами расчетным путем значениям коэффициентов трения для дисков при буксовании и повышений температуры выше 6000С.

На основании выполненных расчетов и проведенного анализа принимаем коэффициент трения для дисков при температурах выше 6000С, равным 0,6.

Для определения средних значений скоростей нагрева соприкасающихся дисков в первой и двенадцатой парах трения воспользуемся зависимостью

V.

и =

ТРІ

9,81-Р.

Л

2-1000 -Л

с

где и - среднее значение скорости нагрева диска, 0С/с;

Мти - средняя мощность работы трения в паре, кВт;

Лср - средняя удельная теплоёмкость половины толщины ведущего и ведомого диска, кДж/град;

иср - скорость трения на среднем диаметре поверхности диска, м/с (нашем случае при числе оборотов коленчатого вала двигателя 1600 об/мин иср=21,34м/с);

Р2, - усилия сжатия в парах трения, Н (кгс);

Р2 - коэффициент трения в парах при температуре нагрева дисков свыше 6000С (в нашем случае р2 = 0,6).

Средняя теплоемкость одного килограмма веса (кгс) низколегированных сталей в интервале температуры 600-10000С равна 0,61кДЖ/кгс-10С [7]. Тогда средняя теплоемкость массы половины диска составит

0,168 кДЖ/с.

С учетом минимальных и максимально возможных значений коэффициентов трения между поверхностями зубьев дисков и пазов барабанов усилия прижатия дисков будут равны:

при р1=0,08 Р1= 9,32 кН (932 кгс) и Р12 = 7,50кН (750 кгс); при р1=0,26 Р1= 3,60 кН (360 кгс) и Р12 = 1,78 кН (178 кгс).

Приведем пример определения средних скоростей нагрева дисков в диапазоне температуры 60010000С при вышеуказанных условиях.

При коэффициенте трения в пазах барабанов р1 = 0,08:

9,81-932-0,6-21,34 0/10 ^ х

и = ----------------------= 348,4° ,/с,

- 2-1000-0,168

о =

9,81-750-0,6-21,34

2-1000-0,168

= 280,6° 7/с;

при р1 = 0,26

9,81-360-0,6-21,34 10/10

и = ----------------------= 134° ,/с

- 2-1000-0,168

9,81-178-0,6-21,34 ^ со . х

и = -----------------------= 66,5° ,/с,

- 2-1000-0,168

Выполненные расчеты показали, что в диапазоне температуры 600-10000С скорость нагрева в парах трения гораздо ниже (несмотря на повышенный коэффициент трения р = 0,6), чем в нижнем диапазоне 1006000С. Наибольшие скорости нагрева дисков имеют место при меньших коэффициентах трения, то есть при высоких усилиях сжатия пакета дисков.

Температуру вспышек по методике И.В. Крагельского определим по зависимости [1]:

атп • Ы™ -<Л( \[2 +1 ^

^ = ---------------1 ---I,

2АТ - Я у 242 )

где атп - коэффициент распределения тепловых потоков. Для ведущих и ведомых дисков, изготовленных

из одинаковых сталей атп, равен 0,5;

Ытр - мощность трения, Вт (кгс^м/с); б - диаметр пятна контакта, м;

Ат - фактическая площадь контакта на поверхности трения диска, м2;

А -ТеПЛОПрОВОДНОСТЬ, Вт/М'°С (КГС'М/С ■ м).

Мощности трения определяем по формуле: = °я. • // • и .

Значения теплопроводности принимаем по таблицам источника [7].

Расчёты температур вспышек выполнены для первой и двенадцатой пар трения при средних температурах нагрева дисков 100 и 6000С и коэффициентах трения 0,08 и 0,26, а также при температурах выше 6000С и расчётном значении коэффициента трения 0,6 для сталей 20 и 65Г. Результаты приведены в табл. 3-4.

Таблица 3

Исходные параметры и результаты расчётов по определению температуры вспышек на пятнах фактических контактов при объёмных температурах нагрева дисков 100 и 6000С

№ Параметр Сталь 20 Сталь 65Г

8 0 о~ II 1 ■с II 2 6 С1=0,08 6 ,2 сТ и од

1 2 3 4 5 6

Первая пара трения Р1

1 Усилия прижатия, Рз, кН (кгс) 9,32 (932,0) 3,60 (360,0) 9,32 (932,0) 3,60 (360,0)

2 Мощность трения, NТР- Рж/'^'Уср, кВт (кгс^м/с) 15,910 (1591,0) 19,974 (1997,4) 18,910 (1891,0) 19,974 (1997,4)

3 Фактическая площадь контакта, Ат, м2 0,00000108 0,00000416 0,00000706 0,00000273

4 Диаметр фактической площади контакта, С1р1, м 0,00002 0,000018 0,000018 0,000016

Объёмная температура диска 1000С

5 Теплопроводность, А, Дж/м'°С (кгс'м/м'°С) 50,3 (5,03) 50,3 (5,03) 47,5 (4,75) 47,5 (4,75)

6 Температура вспышки, и 0С 123,0 366,0 182,0 525,0

Объёмная температура диска 6000С

7 Теплопроводность, А, Дж/м'0С (кгс'м/м'0С) 37,8 (3,78) 37,8 (3,78) 35,0 (3,50) 35,0 (3,50)

8 Температура вспышки, Івсп, 0С 165,6 496,0 249,0 719,0

Двенадцатая пара трения Р12

1 Усилия прижатия, (Р2), кН (кгс) 7,507 (750,7) 1,780 (178,0) 7,507 (750,7) 1,780 (178,0)

2 Мощность трения, Nтp- Рж/'^'Уср, кВт (кгс^м/с) 12, 816 (1281,6) 9,876 (987,6) 12, 816 (1281,6) 9,876 (987,6)

3 Фактическая площадь контакта, Ат, м2 0,0000087 0,0000020 0,0000057 0,00000135

4 Диаметр фактической площади контакта, Ср12, м 0,000020 0,000017 0,000018 0,000015

Объёмная температура диска 1000С

5 Теплопроводность, А, Дж/м'0С (кгс'м/м'0С). 50,3 (5,03) 50,3 (5,03) 47,5 (4,75) 47,5 (4,75)

6 Температура вспышки, івсп, 0С 127,6 357,0 182,0 494,0

Объёмная температура диска 6000С

7 Теплопроводность, А, Дж/м0С (кгс'м/м'0С). 37,8 (3,78) 37,8 (3,78) 35,0 (3,50) 35,0 (3,50)

8 Температура вспышки, івсп, 0С 166,0 478,0 245,5 672,0

Таблица 4

Исходные параметры и результаты расчётов по определению температуры вспышек на пятнах фактических контактов при объёмных температурах нагрева дисков выше 6000С

№ Параметр Сталь 20 Сталь 65Г

8 0 сТ и 1 6 ,2 сТ и од ^1=0,08 6 ,2 сТ и од

Первая пара трения Р1

1 Усилие прижатия, Рз, кН (кгс) 9,32 (932,0) 3,60 (360,0) 9,32 (932,0) 3,60 (360,0)

2 Мощность трения, NТР- Рж/'^'Уср, кВт (кгс^м/с) 110,93 (11093,3) 46,09 (4609,0) 110,93 (11093,3) 46,09 (4609,0)

3 Фактическая площадь, контакта АТ1, м2 0,00000108 0,00000416 0,00000706 0,00000273

4 Диаметр фактической площади контакта, 61, м 0,00002 0,000018 0,000018 0,000016

5 Теплопроводность, А, Дж/м^0С (кгс^м/м^С) 36,5 (3,65) 36,5 (3,65) 36,5 (3,65) 36,5 (3,65)

6 Температура вспышки, 1всп, 0С 1293 1167 1774 1580

Двенадцатая пара трения Р12.

7 Усилие прижатия, Рз, кН (кгс) 7,507 (750,7) 1,780 (178,0) 7,507 (750,7) 1,780 (178,0)

8 Мощность трения, Nтp- Рш'УУср, кВт (кгс^м/с) 96,12 (9612,0) 22,79 (2279,0) 96,12 (9612,0) 22,79 (2279,0)

9 Фактическая площадь контакта, АТ12, м2 0,00000870 0,00000200 0,00000570 0,00000135

10 Диаметр фактической площади контакта, 6р12, м 0,000020 0,000017 0,000018 0,000015

11 Теплопроводность, А, Дж/м^0С (кгс^м/м^С) 36,5 (3,65) 36,5 (3,65) 36,5 (3,65) 36,5 (3,65)

12 Температура вспышки, 1всп, 0С 1301 1112 1748 1452

В результате выполненных теоретических расчетов установлено:

- с ростом средней температуры нагрева дисков температура вспышек увеличивается и особенно при нагреве выше 6000С они достигают 17000С;

- температуры вспышек также существенно возрастают при увеличении коэффициента трения в нижнем диапазоне температуры нагрева до 6000С;

- у среднеуглеродистых сталей в нижнем диапазоне температура нагрева вспышек выше, чем у малоуглеродистых сталей;

- скорость нагрева дисков трения в диапазоне температуры 600—10000С гораздо ниже, чем в меньшем диапазоне 100—6000С. Наибольшая скорость нагрева дисков возникает при меньших коэффициентах трения, то есть при высоких усилиях сжатия пакета дисков.

Литература

1. Крагельский, И.В. Основы расчетов на трение и износ / И.В. Крагельский, И.Н. Добычин, В.С. Комба-лов. - М.: Машиностроение, 1997. - 528 с.

2. Торопынин, С.И. Коэффициенты и площади трения поверхностей дисков фрикционов тракторов «Кировец» / С.И. Торопынин, А.Ю. Селин // Вестн. КрасГАУ. - 2007. - №3 (18). - C.l55—159.

3. Евдокимов, Ю.А. Экзоэлектронная эмиссия при трении / Ю.А. Евдокимов, Ю.И. Семов. - М.: Наука, 1973. - 180 с.

4. Новиков, И.И. Теория термической обработки металлов: учеб. пособие / И.И. Новиков. - М.: Металлургия, 1986. - 480 с.

5. Термическая обработка в машиностроении: справ. / под ред. Ю.М. Лахтина. - М.: Машиностроение, 1980. - 783 с.

6. Вилль, В.И. Сварка металлов трением / В.И. Вилль. - Л.: Машгиз, 1959. - 88 с.

7. Михеев, М.А. Основы теплопередачи / М.А. Михеев, И.М. Михеева. - М.: Энергия, 1973. - 207 с.

'--------♦------------

УДК 631.36:664.7 Н.В. Цугленок, О.Г. Дьяченко, С.К. Манасян, Ю.А. Книга

ПОДХОД К ПОВЫШЕНИЮ ЭФФЕКТИВНОСТИ КОМПЛЕКСОВ ПОСЛЕУБОРОЧНОЙ ОБРАБОТКИ ЗЕРНА

В статье описывается один из возможных подходов к повышению эффективности комплексов послеуборочной обработки зерна, применимый для большинства сельскохозяйственных предприятий страны, а также некоторые экономические аспекты его организации.

Ключевые слова: зерно, комплекс послеуборочной обработки зерна, технология.

N.V. Tsuglenok, O.G. Dyachenko, S.K. Manasyan, Yu.A. Kniga

THE APPROACH TO THE INCREASE OF THE AFTERHARVEST GRAIN PROCESSING

COMPLEXES EFFICIENCY

One of the possible approaches to the increase of the afterharvest grain processing complexes efficiency suitable for the majority of the country agricultural enterprises and also some economic aspects of its organisation are described in the article.

Key words: seed, afterharvest grain processing complexes, technology.

В течение многих лет такие ведущие международные организации, как Организация экономического сотрудничества и развития, Продовольственная сельскохозяйственная организация ООН (ФАО) и Всемирная организация здравоохранения проявляют большую озабоченность в связи с неблагоприятной продовольственной ситуацией в мире. Многочисленные исследования экспертов показывают, что современная ситуация в экономике питания позволяет богатым странам мира не только ежегодно закупать зерно для использования в продовольственных целях, но и направлять его на корм скоту, в то время как развивающиеся страны не могут получить даже минимального количества зерна непосредственно для питания людей. Наша страна в этом отношении занимает промежуточное положение, и решение проблем послеуборочной обработки зерна имеет большое значение для обеспечения продовольственной безопасности. Ежегодно сотни тысяч тонн пшеницы, риса и сои во всем мире становятся жертвой плесневых грибов, насекомых-вредителей хлебных запасов, грызунов и птиц. Особенно это характерно для бедных стран. При этом, в силу действия закона уменьшающегося предельного производства (математически выражающегося пороговыми функциями логистического характера), урожаи в богатых странах за счет применения удобрений изменяются незначительно (как и потери в результате применения более совершенных технологических комплексов послеуборочной обработки зерна), тогда как в других странах то же количество удобрений (как и более эффективные машинные технологии) дало бы гораздо больший эффект.