Изменение геометрической формы деталей

Очень важным показателем технического состояния сопряжений является геометрическая форма деталей. Именно изменение геометрической формы деталей в процессе эксплуатации является основной причиной повышения интенсивности изнашивания сопряженных деталей и сокращения их ресурса после замены одной из них.

В двигателе к основным геометрическим отклонениям, возникающим в процессе эксплуатации относятся: овальность шеек коленчатого вала (особенно шатунных), прогиб вкладышей по образующей (особенно шатунных), прогиб коленчатого вала, несоосность коренных опор блока цилиндров, овальность гильз цилиндров. овальность посадочных мест под гильзы в блоке цилиндров. В зубчатых передачах коробки передач и ведущих мостов геометрическими отклонениями являются неравномерность изнашивания зубьев шестерен, нарушение межосевых расстояний. Основными геометрическими отклонениями карданной передачи является прогиб карданных валов, приводящий к их дисбалансу.

Овальность шеек коленчатого вала в процессе эксплуатации возрастает в основном из-за неравномерного изнашивания. Конусность шеек коленчатого вала современных двигателей в процессе эксплуатации, как правило, незначительная и не имеет определенной тенденции изменения. Конусность обусловлена в основном технологическими погрешностями (или конструктивными, как, например, асимметричное расположение стержня шатуна относительно нижней головки у двигателей ГАЗ-51). Неравномерность изнашивания шеек по окружности обусловлена неравномерностью приложения нагрузок в силу характера газовых и инерционных сил двигателя внутреннего сгорания. Наиболее изнашиваемыми участками шатунных шеек являются в плоскости кривошипа нижняя и верхняя области шейки из-за действия максимальных инерционных и газовых сил. В перпендикулярной плоскости износ шеек минимальный. У коренных шеек расположение зон наибольшего и наименьшего износа зависит от конструкции двигателя (рядный, V-образный), порядка работы и расположения отверстий системы смазки.

Овальность шеек, то есть разница диаметров в указанных плоскостях, в процессе эксплуатации возрастает как следствие различной интенсивности изнашивания шеек в указанных зонах. С учетом линейной зависимости интенсивности изнашивания от износа получим

(1.25)

где a_e0 = a₀₁ - a₀₂ - интенсивность овализации шеек коленчатого вала в конце приработки, приведенная к началу эксплуатации; e = S₁ - S₂ - овальность шеек.

Учитывая, что интенсивность овализации a_e представляет собой производную от овальности по наработке (a_e = de /dl) определим зависимость овальности от пробега

	(1.26)

Смысл постоянной интегрирования с_n определяется из начальных условий: при l = 0 овальность e = 0, тогда

следовательно
	(1.27)

То есть, интенсивность овализации шеек в процессе эксплуатации возрастает. Учитывая, что a_e - производная от e по l, то экспоненциальная зависимость справедлива и для e, то есть

(1.28)

где e₀ - овальность шеек в конце приработки, приведенная к началу эксплуатации.

В процессе эксплуатации возрастает также и прогиб коленчатого вала вследствие действия газовых и инерционных сил. Увеличение прогиба при работе ограничивают зазоры в коренных подшипниках. Поскольку зазоры в подшипниках в процессе эксплуатации возрастают по экспоненциальной зависимости, то прогиб коленчатого вала, который при отсутствии несоосности коренных опор блока цилиндров пропорционален зазору, также возрастает по экспоненциальной зависимости

(1.29)

где J₀ - прогиб в конце приработки; b - параметр, учитывающий влияние зазора на интенсивность деформации вала (параметр «b» в данном случае меньше по величине, чем в зависимости зазора от наработки, так как не учитывается прогиб нового вала и значительная жесткость коленчатого вала).

Несоосность коренных опор блока цилиндров в процессе эксплуатации изменяется в основном вследствие деформационного старения. Поскольку пределы изменения несоосности от номинальной до предельно допустимой незначительны, то возрастание несоосности с увеличением наработки можно описать линейной зависимостью (1.24).

Значительная часть двигателей поступает в ремонт (чаще капитальный) из-за такого отказа, как проворачивание вкладышей (особенно шатунных). Часто считается, что это внезапный отказ, однако проворачивание вкладышей является результатом закономерного процесса деформации вкладышей по образующей в виде прогиба. Прогиб вкладышей является следствием их напряженного состояния, при котором напряжения могут превышать предел текучести. Из-за этого уменьшается фактический зазор в подшипниках и наблюдается снижение сцепления вкладыша с постелью.

В результате статистического анализа по 350 двигателям КамАЗ-740 установлена определенная неравномерность частоты проворачивания вкладышей по номерам цилиндров (Рис. 2.11, кривая 1). Чаще всего (около 30% на каждой шейке) проворачивание наблюдается на шейках цилиндров 5 и 3, а также (около 10%) цилиндров 6 и 4. Как видно из схемы (Рис. 2.12) эти шатунные шейки расположены ближе к каналу подвода масла в шатунную полость от коренной шейки.

Последнее обусловлено тем, что масло, вытекающее из канала подвода в полость центробежного грязеуловителя, динамически воздействует на уровень масла в грязеуловителе в зоне ближнего отверстия, создавая здесь турбулентность и нагоняя «волну» в зону дальнего отверстия. Эти особенности и создают неблагоприятные условия смазки подшипника, ближнего к каналу подвода масла, и более благоприятные для дальнего.

Наблюдениями также установлено, что проворачивание вкладышей предшествуют натиры на вкладышах и шейках коленчатого вала. Распределение этих дефектов по номерам цилиндров аналогично распределению частоты случаев проворачивания вкладышей (Рис. 2.11, кривые 2 и 3). Величина износа шеек коленчатого вала и верхних (наиболее нагруженных) шатунных вкладышей распределяется по цилиндрам аналогично (Рис. 2.13).

Рис. 2.11. Распределение частоты случаев проворачивания вкладышей (1), натира на вкладышах (2) и шейках (3) по номерам цилиндров двигателя КамАЗ-740.

Рис. 2.12. Схема подвода масла в полости шатунных шеек:

1-8 - номера цилиндров; I-V - номера коренных шеек (стрелки показывают направление подвода масла к шатунным шейкам).

Рис. 2.13. Распределение среднего износа верхних шатунных вкладышей (1) и шатунных шеек (2) по номерам цилиндров двигателя КамАЗ-740.

Исследования вкладышей с натирами на рабочей поверхности показали, что характерны натиры в средней части с цветами побежалости и без них, с разрушением антифрикционного слоя и без разрушения. Появляющаяся в середине вкладыша зона натиров и прижогов, имеющая форму эллипса, как результат пересечения тора и цилиндра (см. Рис. 2.14, зона С), постепенно увеличивается и занимает значительную площадь, приводя в дальнейшем к проворачиванию вкладышей. Измерение вкладышей с натирами и прижогами показали, что они имеют прогиб D по образующей, что обуславливает форму площади натиров и прижогов и уменьшение размера d вкладыша в свободном состояния (см. Рис. 2.14). Площадь натиров и прижогов определяли с помощью прозрачного сетчатого шаблона, накладываемого на рабочую поверхность вкладыша.

Рис. 2.14. Схема деформации и расположения зон натиров и прижогов - шатунных вкладышей

Для определения параметров зависимости прогиба D от отклонения d = d_н - d на Рис. 2.14 весь диапазон наблюдаемых отклонений d был разделен на восемь интервалов, в каждом из которых было построено распределение прогиба вкладыша D. По средним значениям распределений найдены параметры линейной зависимости, которая принята в качестве аппроксимирующей

(1.30)

где D₀ - прогиб вкладыша при номинальном размере d_н (обычно новые вкладыши); b - изменение прогиба на единицу отклонения d.

Наличие прогиба вкладыша приводит к возрастанию вероятности непосредственного контактирования с шейкой и появлению натиров и прижогов с большей площадью. Возрастание площади натиров и прижогов С при увеличении отклонения d и прогиба D можно аппроксимировать также линейной зависимостью

	(1.31)
	(1.32)

где С₀ и - площадь натиров и прижогов на вкладыше при отсутствии отклонения (d = 0) и прогиба (D = 0);

b` и b`` - изменение площади С на единицу отклонения d и прогиба D.

По результатам обработки данных по 420 вкладышам способом наименьших квадратов определены параметры зависимостей (1.30 -1.32), которые приведены ниже (см. Таблица 2.1).

Таблица 2.1

Параметры зависимостей (1.30 -1.32)

для шатунных вкладышей двигателей КамАЗ-740

Высокие значения коэффициента корреляции свидетельствуют о высокой тесноте связи экспериментальных данных и линейных зависимостей (1.30 -1.32). Приведенные на Рис. 2.15 доверительные области (при доверительной вероятности 0,8) характеризуют зоны наиболее вероятного расположения зависимостей. Дисперсионный анализ по критерию Фишера при доверительной вероятности 0,95 показывает, что изменение приведенных показателей значимо, а не обусловлено случайным сочетанием факторов.

Свидетельством влияния прогиба вкладыша на площадь натиров и прижогов и того, что они характеризуют предповоротное состояние вкладышей может служить распределение величины отклонения d, прогиба D и площади С натиров и прижогов по номерам цилиндров двигателя (Рис. 2.16), которое аналогично распределению частоты случаев проворачивания вкладышей (Рис. 2.11).

Сущность деформированного состояния вкладышей заключается в том, что в свободном состоянии вкладыши с прижогами имеют остаточную деформацию сжатия по оси Y (Рис. 2.14) внутренних слоев и деформацию растяжения наружных. При этом в соответствии с законом поперечной деформации внутренние слои вдоль оси X (Рис. 2.14) получают деформацию растяжения, а наружные — сжатия, в результате чего появляется прогиб D. Остаточная деформация сжатия внутренних слоев вдоль оси Y возможна только при превышении возникающими при работе напряжениями предела текучести s_т.

Рис. 2.15. Зависимость прогиба D (1) и площади C (2) натиров и прижогов шатунных вкладышей от отклонения d и площади С (3) от прогиба D вкладышей (заштрихованы доверительные области при доверительной вероятности 0,8).

Рис. 2.16. Распределение средней величины прогиба D (1), отклонения d (2) и площади С (3) натиров и прижогов по номерам цилиндров двигателя.

Условие нестабильности положения вкладышей в шатуне можно сформулировать так: момент трения в подшипнике от вращения коленчатого вала М_п должен превысить момент сил трения на поверхностях контакта вкладышей и постели М_к

(1.33)

где Ф - безразмерная функция; h - динамическая вязкость, кг·с/м²; d - диаметр шейки вала, м; n - частота вращения коленчатого вала, мин^-1; S - радиальный зазор, м; f - коэффициент трения; q_e - общее радиальное давление вкладышей на постель, МПа; D - диаметр расточки шатуна, м; b - ширина вкладыша, м.

В процессе эксплуатации момент трения в подшипнике возрастает из-за уменьшения фактического зазора в подшипнике вследствие образования прогиба D у вкладышей и его возрастания. Момент трения в контакте вкладыш - шатун может снижаться из-за уменьшения выступания вкладышей вследствие их пластической деформации с ростом наработки.

Причиной процесса развития проворачивания вкладышей является его напряженно-деформированное состояние (см. Рис. 2.17, Рис. 2.18). Суммарное усилие на торец вкладыша при монтаже составляет

(1.34)

где Т_к, Т_в, Т_у - усилия на стык вкладыша, создаваемые при нагружении контрольным усилием (6,1 кН), при затяжке в постели на величину выступания t, от увеличения диаметра постели при затягивании вкладышей.

Рис. 2.17. Схема для расчета посадки вкладыша в шатун

Расчеты с учетом конструктивных и технологических факторов показали, что в среднем Т_S = 15,5 кН. При этом в среднем напряжение сжатия от монтажа в поперечном сечении вкладыша

(1.35)

Рис. 2.18. Эпюры монтажных напряжений в поперечном сечении вкладыша:

а - от натяга вкладыша; б - от снижения диаметра; в - суммарные

При установке вкладыша в шатун его диаметр уменьшается с размера в свободном состоянии до диаметра расточки в нижней головке шатуна, что приводит к появлению боковой силы R и напряжений изгиба в поперечном сечении вкладыша. Максимальные напряжения возникают по оси симметрии вкладыша на внутренней (рабочей) поверхности и составляют:

(1.36)

где r - радиус вкладыша; W - момент сопротивления на изгиб.

Средняя величина суммарных напряжений на внутренней поверхности составляет 350 МПа. С учетом допусков на размеры вкладышей и шатуна напряжения сжатия и изгиба могут находиться в интервале от s_сж = 218...284 МПа, s_и = ± 62...186 МПа (Рис. 2.19). Лабораторными испытаниями было определено значение предела текучести s_тс = 500 МПа. Разница между суммарными максимальными напряжениями сжатия и s_тс незначительна (30 МПа или 6%), а средним - 150 МПа или 30%. Поскольку при работе двигателя возникают тепловые напряжения во вкладыше, то вероятность превышения предела текучести и накопления остаточных деформаций (прогиба D) в процессе эксплуатации довольно велика.

При работе двигателя особенно на переходных режимах, возможны два вида перепадов температур в шатунном подшипнике: внутреннего и наружнего слоев вкладыша Dt₁ (перепад по толщине); между вкладышами и телом шатуна Dt₂. Часть выделившейся в подшипнике теплоты отводится в шатун. По закону Фурье перепад температур на плоской стенке толщиной S зависит от теплового потока Q

(1.37)

где k- коэффициент, учитывающий отвод тепла через вкладыши; l - коэффициент теплопроводности системы вкладыш-шатун. Температура рабочей поверхности вкладышей при работе находится в пределах 120…150°С (в среднем 135°С), температура шатуна при этом равна температуре масла, которая в эксплуатации поддерживается 80…90°С (в среднем 85°С). С учетом этого средний перепад температур между внутренней и наружной стенками вкладыша Dt₁ = 35°С, а перепад между серединой вкладыша и шатуном Dt₂ = 30°С. Более нагретые внутренние слои вкладыша стремятся удлиниться на величину Dl по окружности и Db по ширине вкладыша

(1.38)

где a - температурный коэффициент расширения (a = 12 × 10^-6 1/°С). Поскольку удлинению вкладыша по окружности препятствует сопряженный вкладыш, то в нем возникают дополнительные напряжения сжатия от стесненной деформации при нагреве:

(1.39)

Под действием перепада температур Dt₂ вкладыш стремится удлиниться и в нем появляются дополнительные напряжения сжатия по всему поперечному сечению

(1.40)

Определенные по средним значениями суммарные механические и тепловые напряжения во внутренних слоях вкладыша при работе двигателя достигают предела текучести, а по максимальным — превышают его, что приводит к остаточным деформациям этих слоев (Рис. 2.19). Так как вдоль образующей вкладыша деформации не ограничены, то относительное удлинение (по ширине) при двухосном напряженном состоянии составит.

(1.41)

где m - коэффициент Пуассона, для стали m = 0,3,

Е – модуль упругости первого рода,

s_х, s_ту – главные напряжения при плоском наряженном состоянии.

Рис. 2.19. Эпюры напряжений во вкладыше от перепадов температур (а, б)
и суммарные монтажные и тепловые (в).

При отсутствии сопротивления вдоль образующей s_х = 0 и относительное удлинение (по ширине) внутреннего слоя относительного при разнице напряжений в пределах упругости Ds = 330 МПа составляет e_x = 5×10^-4. Внутренние слои удлиняются по сравнению с наружными на величину Db’ =0,014.

Кроме того, происходит удлинение внутренних слоев относительно наружних от действия перепада температур Dt по толщине, по (1.38) оно составит Db² = 0,011 мм. Таким образом, суммарное удлинение внутренних слоев относительно наружних составит Db = Db¢ + Db² = 0,025 мм. При этом прогиб вкладыша через радиус кривизны в поперечном направлении (Рис. 2.20) из геометрических соотношений и после преобразовании составит:

(1.42)

Рис. 2.20. Схема поперечной деформации вкладыша.

Как видно из (1.42) величина прогиба вкладыша соизмерима с величиной зазора в шатунном подшипнике (70…128 мкм). Следовательно, при работе двигателя повышается вероятность непосредственного контактирования середины вкладыша с шейкой вала.

Превышение напряжениями во внутренних слоях стальной основы по окружности предела текучести приводит к остаточным деформациям (укорочению) этих слоев на некоторую глубину и снижению напряжений от средних монтажных напряжений на Ds = 150 МПа. Величина укорочения поверхностных слоев определяется следующим образом:

(1.43)

где l¢ - длина полуокружности вкладыша (l¢ = 125,5 мм). Остаточное укорочение получают слои на глубину до S¢₁ = 0,75 мм (рис.1.21). Эти слои будут вызывать из-за возникновения напряжений смежности упругое сжатие остальных слоев по толщине S₂ = 1,75 мм. Рассматривая эти смежные слои в соответствии с законом Гука и используя графические построения. определено снижение длины центральных волокон (Рис. 2.21), которое представляет фактически снижение выступания вкладыша и равно D l¢ср = 0,03 мм. Одновременное, из-за укорочения поверхностных слоев вкладыша с внутренней стороны (неравномерности по толщине) вдоль окружности, происходит снижение диаметра вкладыша в свободном состоянии.

Рис. 2.21. Определение толщины пластически сдеформировавшихся слоев
и величины снижения натяга

Таким образом, деформация вкладыша приводит к достижению условия нестабильности (1.33). Это условие можно объяснить напряженно-деформированным состоянием вкладыша. Напряжения, вызывающие прогиб по образующей, можно представить в виде эквивалентной распределенной нагрузки, действующей на вкладыш в направлении постели. Для ее определения мысленно вырежем в центре вкладыша, имеющего прогиб по образующей, элемент шириной а = 1 мм и длиной, равной ширине вкладыша b = 28 мм, толщиной, равной толщине вкладыша S = 2,5 мм (Рис. 2.22).

Рис. 2.22. Схема для расчета прогиба вкладыша

Прогиб балки D¢ под действием нагрузки q определяется по формуле:

(1.44)

где J – осевой момент инерции сечения балки. Отсюда определим распределенную нагрузку q

(1.45)

Величина прогиба элементарной балки D¢ выше, чем величина прогиба у вкладыша из-за сдерживающих связей экспериментально установлено, что D¢=1,2 D. Из формулы (1.45) определено q = 0,3 кг/мм. Соответственно величина давления, действующего на вкладыш в направлении от постели на отрыв вкладыша составит p = q/a = 3 МПа.

Процесс развития проворачивания вкладышей зависит от соотношения давления отрыва вкладыша и радиального давления, которое устанавливается после перехода избыточного напряженного состояния в деформации на первом этапе и достижения устойчивого состояния. Для развития процесса во втором этапе необходимым условием является образование первичного прогиба вкладыша. Условие можно сформулировать так: величина давлений на вкладыш в направлении отрыва от постели p должна превышать величину общих радиальных давлений q_S

(1.46)

Как показали приведенные расчеты, первичный прогиб D = 0,035 мм образуется при давлении отрыва р = 3 МПа. Общее радиальное давление вкладыша на постель, возникающее при установке и затяжке вкладышей в постели состоит из нескольких составляющих: q₁ - при нагружении их контрольным усилием 6,1 кН; q₂ - при затяжке в постели и окружной деформации на величину выступания; q₃ - от изменения теплового состояния; q₄ - от увеличения диаметра постели при затяжке вкладышей

(1.47)

Расчеты с учетом конструктивно-технологических и режимных параметров позволили определить q_S и ее составляющие

При этом номинальное соотношение давления отрыва и общего радиального давления составляет

.

Видно, что для достижения условия проворачивания вкладышей (1.46) общее радиальное давление должно значительно снизиться, что и происходит в процессе эксплуатации.

У вкладышей, находящихся в стадии начала проворачивания, выступание в контрольном приспособлении уменьшилось до нуля, размер в свободном состоянии снизился на 2,2 мм, прогиб в свободном состоянии по образующей составляет D = 0,14 мм. Снижение выступания уменьшило общее радиальное давление вкладыша на постель q_S за счет того, что q₂ = 0. На неработающем двигателе, когда q₃ = 0, общее радиальное давление составит q_S = q₁ - q_и = 3,13 МПа. При этом соотношение P/q_S = 3/3,13 = 0,96. Таким образом, необходимые условия для образования первичного прогиба вкладыша могут наступать при снижении выступания в процессе эксплуатации.

Условие начала проворачивания вкладышей (1.33) с учетом их деформации изменяется в соответствии с изменением условий трения в подшипнике. Вследствие деформации вкладыша происходит непосредственное контактирование шейки вала с вкладышами по площади, которая на вкладыше может быть определена по размерам натиров, достигающая 70% (рис.1.15). Поэтому момент трения в подшипнике можно определить по формуле

(1.48)

где d = 80 мм - диаметр подшипника; b = 28 мм - ширина вкладыша; C - относительная площадь натиров на вкладыше (70%); f₁ - коэффициент трения в подшипнике в условиях непосредственного контактирования шейки и вкладыша (f₁ = 0,15). Для p = 3,0 МПа получим М_п = 87 Н·м.

Условия контактирования между постелью и вкладышами также изменяются: вкладыш средней частью отрывается от постели в результате чего площадь трения уменьшается до 50%; из-за снижения натяга радиальные давления уменьшаются и становятся меньше давления отрыва вкладыша. С учетом этого момент трения в контакте вкладыша с постелью составит

(1.49)

где D - диаметр постели шатуна; H - часть площади, на которой вкладыш не контактирует с постелью шатуна: f - коэффициент трения стали по стали (f = 0,15). Таким образом, момент в подшипнике достаточен для страгивания вкладыша в постели и его перемещения. Перемещению при этом препятствует и фиксирующий выступ вкладыша для смятия которого требуется момент

(1.50)

где s_см - напряжение на смятие, можно принять равным пределу текучести s_т = 500 МПа; F_см - площадь смятия выступа (F_см = 3,7 мм² так как в направлении вращения работает один выступ. Отсюда М_см = 75 Н×м. То есть, момент в подшипнике достаточен для смятия фиксирующего выступа вкладыша.

Смятие фиксирующего выступа и проворачивание вкладышей, которое можно охарактеризовать как критическое состояние, происходит не мгновенно. Процесс перехода вкладыша от исходного состояния до критического можно разделить на три основных этапа (Рис. 2.23).

На первом этапе происходит деформация вкладыша до устойчивого состояния, снижается общее радиальное давление вкладыша на постель из-за потери натяга, увеличивается давление отрыва вкладыша от постели. Как показано в (1.35), с повышением выступания t в контрольном приспособлении прямопропорционально повышается и напряжение, а следовательно, и вероятность превышения им предела текучести и появления остаточных деформаций. То есть с увеличением t повышается интенсивность потери натяга a_t. Эту зависимость можно принять линейной вследствие линейности диаграмм нагружения.

(1.51)

где a_t0 - интенсивность потери натяга при t = 0; b_t - изменение интенсивности потери натяга на единицу натяга.

С учетом того, что при наработке l выступание t состоит из потери натяга и первоначального выступания t₀, уравнение (1.51) можно записать

(1.52)

где а = a_t0 + b_tt₀ - значение a_t при начальном значении выступания t₀.

Рис. 2.23. Схема развития проворачивания шатунных вкладышей.

Интегрирование дифференциального уравнения (1.52) при начальных условиях: Dt = 0 при l = 0, позволяет получить зависимость a_t, t и Dt от наработки

После преобразований с учетом начальных условий получим

	(1.53)
	(1.54)
	(1.55)

То есть, в первом этапе развития проворачивания выступание снижается по экспоненциальной зависимости от наработки (1.55) со снижающейся интенсивностью (1.53).

Этот этап заканчивается образованием первичного прогиба. Если в этом этапе достигнуто условие отрыва вкладыша (1.46), то наступит второй этап. Если условие (1.46) не достигнуто, то вкладыши будут работать с изменившимися параметрами и находиться в устойчивом состоянии, в дальнейшем их параметры не меняются и проворачивания не происходит.

В течение второго этапа происходит дальнейшее увеличение прогиба до критического состояния, которое характеризуется превышением моментом в подшипнике момента в контакте вкладыша с постелью (1.33). При образовании первичного прогиба вкладыш работает по шейке не всей своей площадью, а выпуклой частью. Так как вкладыш при этом средней частью оторван от постели, то теплоотвод от средней части ухудшается и происходит ее местный перегрев, увеличивающий тепловые напряжения и деформации, интенсифицирующий прогиб по образующей. Увеличение прогиба приводит к еще большему нарастанию деформаций и этот процесс происходит последовательно и необратимо до достижения условия (1.33), после чего происходит заключительный, третий этап.

Второй этап продолжается длительно, о чем свидетельствуют кавитационные разрушения на шатуне и вкладышах, которые возникают из-за попадания масла в зазор между вкладышем и щатуном при образовании прогиба и его резком выдавливании оттуда при действии нагрузки на вкладыш.

Зависимость прогиба от наработки во второй период можно аналитически получить с учетом возрастания интенсивности деформации с увеличением прогиба в силу указанных выше причин. Повышение интенсивности деформации с ростом прогиба вкладыша достаточно описать линейной зависимостью

(1.56)

где a_D0 - интенсивность деформации при наличии только первичного прогиба от первого этапа работы D₀; b - изменение интенсивности деформации на единицу роста прогиба; D¢ - приращение прогиба вкладыша к первичному. Интегрирование дифуравнения (1.56) при начальных условиях: D¢ = 0 при l = 0, позволяет получить зависимость прогиба D от наработки l

После преобразований с учетом начальных условий получим

	(1.57)
	(1.58)

То есть, во втором этапе развития процесса проворачивания вкладышей прогиб возрастает в процессе эксплуатации с ростом интенсивности по экспоненциальной зависимости от наработки.

Третий этап — завершающий в процессе проворачивания вкладышей, когда вкладыш стронулся с посадки в постели, и нагрузка от момента в подшипнике в начале частично, а затем все в большей мере перешла на фиксирующий выступ. Напряжения в материале выступа постепенно достигают предела текучести и происходит его смятие. После этого вкладыши, увлекаемые шейкой проворачиваются относительно шатуна, приводя к потере работоспособности коленчатого вала и шатуна.

Проведенные расчетно-аналитические исследования напряженно-деформированного состояния вкладышей и этапов развития их проворачивания подтверждены экспериментально с использованием оригинальных методик. Определены параметры вкладышей, характеризующие переход их одного этапа развития процесса проворачивания в другой. Натиры в средней части вкладыша говорят о том, что в этой зоне происходило интенсивное изнашивание. Измерения вкладышей с различной площадью натиров показали зависимость величины износа DS в зоне натира от прогиба D вкладыша. Износ определяли как разницу двух измерений одного и того же вкладыша: у края по оси симметрии и в центре натира по оси симметрии. Обработка результатов измерений позволила определить параметры линейной зависимости DS от D (Рис. 2.24)

(1.59)

где DS₀ = 22 мкм - износ в зоне натира при отсутствии остаточного прогиба (при D = 0); К = 0,9 - изменение величины износа на единицу прогиба.

Как следует из зависимости (1.59) DS = 0 при D = -25 мкм (Рис. 2.24). Поэтому можно считать величину D = 25 мкм рассматривать как упругий прогиб, с которого появляется остаточный прогиб. При этом достигается условие (1.46), характеризующее окончание первого этапа.

Рис. 2.24. Зависимость износа в зоне натира DS от остаточного D прогиба вкладыша

Для экспериментального исследования изменения напряженного и деформированного состояния вкладышей на первом этапе были проведены стендовые испытания в течение 1000 ч по программе испытаний двигателей КамАЗ-740 на безотказность. Измерения вкладышей проводили после первых 50 ч и каждые следующие 200 ч. При этом измеряли распрямление, выступание и прогиб вкладышей. Вкладыши перед испытаниями по исходным параметрам соответствовали техническим условиям и различались величиной выступания в пределах допуска. Напряжения по вкладышах определяли расчетным путем по геометрическим и силовым параметрам.

В процессе испытаний установлено, что вкладыши изменяют свое напряженное состояние и геометрические параметры особенно интенсивно за первые 200 ч, после чего напряжение s, выступание t и распрямление d стабилизируются (Рис. 2.25). Это свидетельствует о наступлении устойчивого состояния с напряжениями 200 МПа, запас до предела текучести составляет при этом 300 МПа.

Изменение выступания Dt и распрямление Dd за каждый этап испытаний (200 ч) значительно зависит от величины исходных напряжений в стальной основе вкладышей (Рис. 2.26). Полученные данные свидетельствуют, что при увеличении исходных напряжений более 200 МПа t и d увеличиваются значительно (в 8…12 раз до напряжений 375 МПа), а при s < 200 МПа - деформация практически отсутствует. Следовательно, для обеспечения стабильности формы вкладышей в процессе работы необходимо, чтобы уровень исходных напряжений не превышал 200 МПа.

Рис. 2.25. Изменение напряжения на внутренней поверхности стальной основы шатунных вкладышей s, выступания - t, и распрямления d в процессе работы двигателя КамАЗ-740.

Для определения параметров аналитической зависимости (1.55) снижение выступания в приработочный период (первый этап) от наработки был подобран комплект вкладышей с величиной выступания по верхнему пределу допускаемых значений t=120 мкм и одинаковыми значениями диаметра в свободном состоянии (85,7…85, 8 мм). Были проведены 200 часовые испытания этих вкладышей на двигателях в лабораторных условиях с измерениями через 50 ч. По полученным экспериментальным данным определены параметры зависимости (3.55), приведенной на Рис. 2.27.

(1.60)

Высокое значение коэффициента корреляции (r = 0,92) свидетельствует о высокой тесноте связи экспериментальных значений и аналитической зависимости в приработочный период (первый этап).

Рис. 2.26. Изменения выступания Dt и распрямления Dd шатунных вкладышей за 200 ч в зависимости от исходных напряжений s на внутренней поверхности.

Рис. 2.27. Зависимость снижения выступания вкладышей в приработочный период от наработки.

Для изучения влияния монтажных параметров (выступания и распрямления) на интенсивность деформации вкладышей были проведены испытания трех комплектов (48 штук) шатунных вкладышей с различными исходными значениями диаметра в свободном состоянии D_св от 85,4 до 86,0 мм и выступания t от 50 до 130 мкм. Вкладыши проработали на двигателе по 200 ч (до достижения устойчивого состояния) по одинаковой программе. На один шатун устанавливали вкладыши с одинаковыми или близкими параметрами.

На Рис. 2.28 для верхних шатунных вкладышей обозначено исходное состояние вкладыша в координатах: D_св; t_и после 200 ч работы. Две точки, относящиеся к одному и тому же вкладышу, соединенные прямой линией. Точки, характеризующие геометрию вкладыша после 200 ч работы, расположились в зоне, ограниченной линией А — Б. Поскольку вкладыши находятся в устойчивом состоянии, то линия А — Б это граница устойчивых параметров. Выше линии А — Б - зона неустойчивых параметров, ниже - устойчивых. По результатам обработки данных (точек по линии А—Б) определены параметры прямой с коэффициентом корреляции r = 0,91

,

(1.61)

которая определяет совокупность выступания и распрямления у вкладышей в устойчивом состоянии.

Рис. 2.28. Диаграмма изменения геометрических размеров шатунных вкладышей до устойчивого состояния за 200 ч работы на двигателе при исходных значениях выступания t и диаметра Д_св:

А-Б - линия устойчивых состояний вкладышей; зона “Х” - зона опасных значений исходных параметров; зона “У” - зона предпочтительных значений исходных параметров.

Из Рис. 2.29 следует: чем больше величина исходных параметров D_св и t, тем на большую величину снизится диаметр и натяг вкладыша в процессе работы. Угол наклона линий в правой части графика (40…45°) меньше, чем в левой части (50…66°). Длина линий деформации в правой части также больше, чем в левой. Это говорит о том, что наиболее интенсивно деформация происходит у вкладышей с большим выступанием (натягом).

Зона “Х” на графике представляет область опасных значений t и D_св. На вкладышах из этой области при испытании образовался натир в средней части рабочей поверхности, что является началом проворачивания вкладышей.

По данным диаграммы (Рис. 2.29) для вкладышей с одинаковым распрямлением (D_св = 85,6± 0,05 мм) определены параметры зависимости интенсивности снижения выступания (натяга) a_t от начального значения t₀ с коэффициентом корреляции r = 0,905 (Рис. 2.30).

(1.62)

Рис. 2.29. Зависимость интенсивности снижения выступания за 200 ч
от начальной величины выступания

Для предотвращения проворачивание шатунных вкладышей в процессе работы необходимо выбирать их исходные параметры t и D_св под линией А—Б. Оптимальными значениями являются параметры, находящиеся в зоне “У”, то есть D_св = 85,3 ¸ 85,6 мм, t = 10 - 30 мкм под нагрузкой 6,1 кН.

Возникший на первом этапе первичный прогиб вкладыша снижает фактическую площадь контакта вкладыша с шатуном, что ухудшает теплоотдачу вкладыша к шатуну, что вызывает его перегрев, возрастание напряжений и деформации на втором этапе. Для подтверждения аналитических предпосылок развития прогиба во втором этапе по зависимостям (1.56) и (1.58) были измерены вкладыши 45 двигателей, имеющих проворачивание шатунных вкладышей и поступивших в ремонт с различной наработкой, на наличие прогиба. По полученным данным были определены параметры зависимости интенсивности деформации a_D от прогиба (1.56) и прогиба от наработки (1.58), которые приведены на Рис. 2.30, Рис. 2.31.

	(1.63)
	(1.64)

Высокие значения коэффициента корреляции свидетельствуют о высокой тесноте связи экспериментальных данных и аналитических зависимостей.

Для предупреждения проворачивания шатунных вкладышей разработаны способ и устройство для диагностирования прогиба вкладышей, определены диагностические нормативы. Предельная величина диагностического параметра (прогиба) составляет 48 мкм, а периодичность диагностирования 12 тыс.км. На основе исследований этапов процесса развития проворачивания вкладышей разработаны рекомендации по совершенствованию узла трения, что подтверждено патентом России.

Рис. 2.30.Зависимость интенсивности прогиба aD от прогиба D вкладышей.

Рис. 2.31. Зависимость остаточного прогиба вкладышей D от наработки l двигателей.

По цилиндро-поршневой группе двигателя наибольшему изменению геометрической формы в процессе эксплуатации подвержены гильзы цилиндров, приобретающие овальность. Овальность гильз цилиндров наибольшее влияние на работоспособность двигателя оказывает в верхнем поясе остановки верхнего компрессионного кольца. Изменение овальности гильз обусловлено в основном неравномерностью изнашивания по окружности и остаточной деформацией в процессе эксплуатации. Неравномерность изнашивания и деформация гильз цилиндров в первую очередь обусловлены действием боковой силы при перекладке поршня. В результате этого наибольший износ наблюдается, как правило, в плоскости качания шатуна (перпендикулярно оси коленчатого вала), а наименьший — в плоскости оси коленчатого вала. В некоторых двигателях при плохой очистке воздуха это соотношение может нарушаться в зависимости от расположения выпускных клапанов.

Боковая сила передается от поршня через поршневые кольца через силу трения между канавками поршня и кольца (Рис. 2.32). При прямоугольном сечении кольца сила трения и передаваемая боковая сила незначительны. При трапецеидальном сечении колец эта сила больше (К₂ > К₁) и еще больше при наличии торцового износа h (К< К₁ < К₂). Об овализации гильз под действием деформации (остаточной) можно судить по величине овальности в верхнем неизношенном поясе. Как показывает анализ экспериментальных данных, доля овальности от деформации в общей овальности (в наиболее изношенном верхнем поясе) составляет 10…20%.

Рис. 2.32. Схема действия боковой силы N на стенки гильзы:

а - без торцового износа с прямоугольным сечением; б - с торцовым износом h;

в - с торцовым износом с трапецеидальным сечением (K<K₁<K₂)

Зависимость овальности гильз от неравномерности изнашивания можно также получить исходя из разницы в интенсивности изнашивания гильз в плоскости качания шатуна и оси коленчатого вала. С учетом линейной зависимости от интенсивности изнашивания гильз от их износа получим

(1.65)

где a_e = a₀₁ - a₀₂ - интенсивность овализации гильз в конце приработки. Приведенная к началу эксплуатации; e = S₁ - S₂ - овальность гильз.

Определим зависимость овальности гильз из-за неравномерности изнашивания от наработки учитывая, что интенсивность овализации представляет собой производную от овальности гильз по наработке (a_e = de / dl)

(1.66)

Аналогично выражению (1.26) определим смысл постоянно интегрирования при l = 0, когда e = 0, тогда

(1.67)

То есть, интенсивность овализации гильз цилиндров в процессе эксплуатации снижается. С учетом уравнений (1.66) и (1.67) получим

(1.68)

так как e₀ =a_e0 / b - овальность гильз в конце приработки, приведенная к началу эксплуатации.

Овальность гильз в поясе максимального износа должна учитывать и начальную (монтажную) овальность и овальность в результате остаточной деформации (пластической), которая обычно равна e₀. Поэтому общая овальность гильз в поясе максимального износа будет

(1.69)

В условиях повышенной концентрации абразивных частиц, с учетом зависимости (1.13), интенсивность изнашивания и овализации гильз цилиндров возрастает в процессе эксплуатации, следовательно и овальность будет возрастать по экспоненциальной зависимости (1.28) аналогично овальности шеек коленчатого вала. При равенстве b = C (1.13) зависимость овальности гильз цилиндров от наработки будет линейной (1.24).

Изменение геометрической формы поверхностей трения характерно и для зубчатых передач. В результате различия сил трения и характера трения (скольжения, качения) по поверхности зуба шестерни появляется неравномерность изнашивания. Механизм ее появления и увеличения в процессе эксплуатации аналогичен росту овальности шатунных шеек из-за неравномерности изнашивания так как зубчатые передачи также относятся к динамически нагруженным сопряжениям. Поэтому зависимость неравномерности изнашивания поверхности зубьев шестерен от наработки также экспоненциальная (1.28).

Для проверки справедливости зависимости овальности шеек коленчатого вала от наработки (1.28) были проведены стендовые исследования с использованием точных методов измерения износа деталей без разработки сопряжений, результаты которых приведены на Рис. 2.33. Параметры зависимости (1.28) составили e₀ = 2,058 мкм; b = 0,00266 1/ч; коэффициент корреляции 0,9898. Обработка данных еще и по полиному второй степени и по степенной зависимости показала, что корреляционное отношение по экспоненциальной зависимости на 9% выше, чем по остальным зависимостям.

Справедливость полученных зависимостей показателей геометрической формы деталей от наработки (1.28), (1.29), (1.58), (1.69) подтверждается многочисленными экспериментальными данными, которые частично приведены на Рис. 2.34.

Таким образом, приведенные данные свидетельствуют о закономерном изменении геометрической формы деталей и связанных с ней диагностических параметрах. Это значительно повышает интенсивность изнашивания деталей после замены (например, вкладышей или поршневых колец) и сокращает ресурс сопряжения до очередной замены детали, что необходимо учитывать при обосновании периодичности замены деталей (ремонта). Изменение геометрической формы вкладышей увеличивает вероятность недопустимых повреждений (проворачивание вкладышей), что целесообразно предупреждать с использованием диагностических средств.

Рис. 2.33. Изменение средней овальности (разницы износа) шатунных шеек двигателя в процессе стендовых испытаний.

Рис. 2.34. Зависимость прогиба коленчатого вала 1, овальности коренных - 2, шатунных - 3 шеек, гильз цилиндров в изношенном - 4, и неизношенном - 5 поясах от наработки двигателя КамАЗ-740.