книги из ГПНТБ / Совершенствование основных узлов турбопоршневых двигателей

0,05—0,07 мм, а на проставочной кольце 0,2 мм (рис. 26). По следам механической обработки можно было установить, что искажение происходит из-за необратимых деформаций и неравно­ мерного износа.

Для выявления причин разрушений головки и юбки поршня были определены напряжения в элементах поршня, возникающие под действием давления при нормальной температуре, упругие

Рис. 26. Искажение формы сопрягаемых поверхностен поршня после 2500 ч работы на двигателе и основные виды трещин:

1 — в тройке поршня; 2 — в головке; 3 — в районе сопряжения днища с опорным коль­ цом; 4 — в центральной части днища

Нагрузка на днище поршня, близкая по характеру к нагрузке на днище поршня на двигателе, создавалась гидравлической по­ душкой в приспособлении (рис. 27). На испытательной машине поршень нагружался маслом при одновременной подаче его в ра­ бочую полость приспособления от отдельной насосной установки.

Радиальный зазор между втулкой и поршнем соответствовал монтажному зазору на двигателе. В качестве уплотнения между поршнем и стенкой втулки были использованы обычные поршне­ вые кольца, но без фасок по наружному диаметру и с зазором в зам­ ках 0,01—0,02 мм. Верхний предел нагружения был равен 50 Т, что соответствовало давлению 120 кгс/сма.

Напряжения определялись методом тензометрирования при помощи проволочных датчиков сопротивления. При замере отно­ сительных деформаций в элементах головки со стороны поверх­ ности, расположенной в рабочей полости цилиндра, для учета

57

непосредственного действия Давления на датчик (пьезоэффекта) и создания одинаковых температурных условий компенсационные датчики были помещены внутри цилиндра приспособления на специальных балочках, провода выведены из полости высокого давления через специальные отверстия, которые после монтажа проводов заливались эпоксидной смолой. ,

і Распределение напряжений на поверхностях головок не ра­

опорной поверхности поршня определялись при помощи специального приспособления (рис. 29).

Полость А заполнялась водой, нагретой до заданной темпера­ туры.

При передаче тепла от воды к внутренним поверхностям го­ ловка деформировалась. Перемещения измерялись индикато­ рами 1, установленными на специальных стойках 2.

Замеры производились при перепадах температур 40, 75 и 90° С от момента заполнения водой приспособления.

За определяемую величину деформаций опорной поверхности (в условиях нестационарной теплопередачи в процессе разогрева

58

головки при заданном перепаде) было принято максимальное значение перемещений, взятое из замеров, выполненных с момента заполнения водой приспособления.

Результаты измерений показали линейную зависимость изме­ нения угла поворота опорной поверхности от перепада темпера­ тур. Температурный перепад в головке поршня при работе дизеля на полной мощности составил 250° С. Экстраполируя по линей­ ному закону найденную зависимость, можно установить, что угол поворота опорной поверхности серийной головки при осевом пере­ паде температур 250° С составляет 2 -ІО-3 рад, что соответствует неплоскостности 0,05 мм на ширине опорного пояса.

Для оценки влияния упругих термических деформаций опор­ ной поверхности головки (нарушение при осевом перепаде темпе­ ратур) на уровень напряжений под действием давления был испы­ тан комплект поршня с головкой, опорной поверхности которой при помощи механической обработки была придана такая же неплоскостность, какая возникает при перепаде температур 250° С. Оказалось, что при наложении упругих термических де­ формаций уровень напряжений в головке поршня уменьшается приблизительно на 30%, а уровень напряжений в перемычках юбки поршня возрастает на 60%.

Таким образом, на разных стадиях работы дизелей (пуск, разогрев, стабильный режим) вследствие упругих термических деформаций опорной поверхности головки поршня имеют место различные напряжения в головке и перемычках юбки поршня [191.

Необходимо отметить, что полученный уровень термоупругих деформаций не может вполне отражать величину действительных отклонений, возникающих в головке на работающем двигателе, так как цель и методика испытаний прежде всего включали опре­ деление величины (порядка) и знака отклонений опорной поверх­ ности; при этом не учитывался ряд дополнительных факторов, имеющих место в действительности, а именно: неравномерное распределение температур на наружной поверхности головки поршня, и неравномерное охлаждение внутренней поверхности головки поршня, обусловленное контактом с охлаждающей жидкостью и различной толщиной стенок в сечениях головки.

Для определения остаточных напряжений головку поршня последовательно разрезали на отдельные параллелепипеды, длина боковых сторон которых была равна 20—25 мм. При этом прини­ малось, что при удалении части головки в ней возникают на­ пряжения, эквивалентные остаточным напряжениям в головке, но с обратным знаком.

Напряжения.определялись методом тензометрирования. Оста­ точные линейные напряжения в неработавшей головке имеют не­ стабильный характер и не превышают 600 кгс/см2. Очевидно, они возникают в процессе неравномерного охлаждения отдельных элементов головки при отливке и последующей механической и термической обработке.

60

В работавшей головке вследствие ухудшения теплоотвода из-за образования нагара в связи с неэффективностью присадки ранее применявшегося масла М14В остаточные напряжения были зна­ чительно более высокими. В центральной части с внутренней стороны наблюдался резкий перепад окружных напряжений — от 2700 до —3600 кгс/см2; радиальные напряжения на наружной поверхности достигали 970 кгс/см2. Осесимметричный характер распределения этих напряжений указывает, что они возникают после длительной работы поршня на дизеле.

На основании результатов исследований были сделаны сле­ дующие выводы.

■ Разрушения в перемычках юбки поршня вызваны в первую очередь наличием не учтенных при проектировании переменных напряжений изгиба, обусловленных деформацией опорного кольца, которое, находясь под воздействием значительных сжимающих сил, стремится следовать за опорной поверхностью головки поршня, а также неравномерной упругой осадки опорного пояса вставки. При этом уровень напряжений может быть намного выше уровня напряжений в перемычках, вызванных нагрузками от сил инерции массы юбки поршня и сил трения его о втулку и не превышающих 150 кгс/см2.

Обнаруженные разрушения днища головки поршня являются следствием недостаточной жесткости и повышенных деформаций как самого днища, так и головки в целом. Для того чтобы устра­ нить разрушения головок и перемычек юбки поршня, необходимо увеличить жесткость головки поршня, а опорное кольцо юбки поршня сделать более податливым.

В соответствии с этим выводом была повышена жесткость на участке сопряжения конической оболочки и опорного кольца го­ ловки путем введения более плавных сопряжений и увеличения

Для снижения уровня напряжений изгиба в перемычках юбки поршня была уменьшена их высота, а переход к опорному кольцу выполнен более плавно. Снижению напряженности в перемычках юбки поршня способствовали также указанные выше конструктив­ ные изменения в головке, снижающие деформации ее опорной по­ верхности при нагружении.

С целью повышения усталостной прочности головки была введена механическая обработка внутренней стороны днища поршня. Для улучшения защитного действия хромового покрытия головки к качеству хромирования стали предъявляются более высокие требования. С целью уменьшения износа и наклепа по­ верхностей вставки и проставочного кольца был введен штифт для стопорения последнего.

Исследование поршня после конструктивных изменений пока­ зало снижение напряженности в головке и уровня упругих терми­

61

ческих деформаций ее опорной поверхности при осевом перепаде температур на 15%. Увеличение податливости перемычек юбки поршня и улучшение формы их перехода к опорному кольцу обес­ печили снижение напряжений в перемычках с.340 до 70 кгс/см2.

Испытания большого количества дизелей на тепловозах в те­ чение ряда лет подтвердили высокую эффективность проведенных мероприятий.

При дальнейшей эксплуатации дизелей 16ДН 23/30 на тепло­ возах стали наблюдать трещины в головках поршней, начальные очаги которых располагались на вну­ тренней поверхности в месте радиус­ ного перехода тороидальной части днища головки к торцовой (рис. 30).

Специальными исследованиями было

напряжений в отдельных элементах головок поршней. Определение оста­ точных напряжений в головке, отра­ ботавшей 3000 ч, показало, что на указанной внутренней поверхности в месте радиусного перехода напря­ жения растяжения достигают 3200 кгс/см2, а на внешней поверх­ ности в месте радиусного перехода со стороны камеры сгорания напря­ жения сжатия находятся в пределах 2500—2700 кгс/см2. Эти цифры сви­ детельствуют о высоких темпах роста остаточных напряжений (остаточные напряжения в головке поршня после его изготовления равны 600 кгс/см2).

Во время эксплуатации дизелей ДН 23/30 на масле М14В установлено, что на внутренней поверхности днища поршня после кратковременной работы образуются пленка нагара из продуктов разложения масла и присадки. Процесс нагарообразования происходит весьма интенсивно и с течением времени резко ухудшает теплоотвод от головки поршня, что приводит к повыше­ нию ее температуры на торцовой части днища с 360 до 615° С за первые 500 ч работы.

Данные металлографического исследования материала головок поршня, проработавших в условиях ухудшенного теплоотвода длительное время, показали, что в этих условиях на наиболее нагретых местах головок есть участки, микроструктура которых значительно изменилась. Произошло разложение перлита на фер­ рит и графит отжига. Изменения микроструктуры имели место в центральной части и во впадение днища, в зоне распиливания

62

Топлива. Одновременно в этих же местах отмечено уменьшений твердости^ НВ 255 до НВ 183.

Основной причиной изменения внутренней напряженности головки поршня при наличии неудовлетворительного теплоотвода следует считать высокий уровень термических напряжений сжа­ тия, способных вызвать в условиях неоднократных нагревов и охлаждений пластические деформации и релаксацию напря­ жений.

При охлаждении головки поршня участки, подверженные пла­ стической деформации, под действием упругих сил других участков головки, имеющих обратимые термические деформации, нагру­ жаются напряжениями растяжения, которые фиксируются как остаточные (внутренние) напряжения методом тензометрирования при разрезке головки.

[Исследованием напряжений в гол'овке поршня при статическом нагружении давлением рг — 120 кгс/см2 и нормальной температуре было установлено, что размах переменных напряжений сжатия от сил давления газов достигает 1250 кгс/см2.

На основании этих данных был сделан вывод, что главной при­ чиной возникновения трещин на внутренней поверхности ра­ диусного перехода в головках поршней является наложение высо­ ких остаточных напряжений растяжения, возрастающих в про­ цессе длительной работы при многократных пусках и останов­ ках двигателя, на переменные напряжения сжатия от давления газов.

В качестве причины, способствующей возникновению трещин головок, явилось наличие в районе радиусного перехода торо­ идальной части днища к торцу скоплений сернистомагниевого шлака («черных пятен»), существенно снижающих усталостную прочность материала головки поршня. В связи с большой техно­ логической трудностью устранения этого дефекта было принято решение об изготовлении для тепловозных двигателей головок из литой стали 2X13 с увеличенным радиусом г (с 4,5 до 7 мм) и применении обработки дробью радиусного перехода.

При изготовлении литых головок из стали 2X13 увеличился их срок работы, но не исключались случаи появления трещин на радиусном переходе. Наиболее радикальным средством для устранения причин появления трещин явилось применение ма­ сел М14ВИ и М14ВЦ, имеющих эффективные антинагарные при­ садки. После длительной работы двигателя с такими присадками не было обнаружено нагарообразования на внутренней поверх­ ности головок поршней и повышения температуры головок. Кроме того, тензометрированием было зафиксировано, что при данном темпе роста остаточных напряжений растяжения обеспе­ чивается требуемый срок работы головок поршней. В стальной головке поршня за 2500 ч работы при использовании масла М14В внутренние напряжения возрастают на 1800 кгс/см2, а при исполь­ зовании масел М14ВИ и М14ВЦ— лишь на 400 кгс/см2 (рис. 31).

63

Подтверждением этого вывода явился опыт эксплуатации большого количества дизелей 12ДН 23/30. Несмотря на резкий рост суммарного пробега тепловозов, уже в 1967 г. прогары порш­ ней были полностью устранены [20].

Рис. 31. Зависимость уровня остаточных напряжении и тем­ пературы от времени работы головки поршня:

В 60-х годах для тепловозных дизелей ДН 23/30 была изго­ товлена и испытана опытная партия новых поршней, головка и юбка которых выполнены как одно целое из легированного чугуна, а вставка— из высоко­

прочного чугуна (рис. 32). Отличительной особенностью

этого поршня является наличие

Рис. 32. Поршень с увеличенной поверхностью охлаждения

64

18 высоких и широких радиальных ребер, не связанных с наруж­ ным поясом юбки поршня, несущей компрессионные кольца. Такая система оребрения увеличивает поверхность охлаждения головки поршня, обеспечивая при этом оптимальную податливость головки при наличии достаточной жесткости, необходимой для восприятия давлений сгорания.

Благодаря повышению эффективности отвода тепла, на голов­ ках этих поршней при работе на масле М14В значительно сни­ жаются темпы нагарообразования.

Поршни дизелей ЧН 30/38

При создании дизелей 6ЧН 30/38 (Nc — 1900 л. с., п = = 715 об/мин, ре = 15 кгс/см2) первоначально применялись со­ ставные поршни, имеющие головку из чугуна ВПЧ-НМ, юбку из чугуна СЧ 24—44 и вставку поршня из кованого алюминиевого сплава АК8 (рис. 33).

|В головке поршня располагались три призматических компрес­ сионных кольца, отлитых из термостойкого чугуна, а в нижней части юбки поршня — два маслосъемных кольца из того же чу­ гуна. Для повышения антифрикционных свойств юбки поршня она покрывалась слоем олова толщиной 0,02—0,03 мм. Поршень интенсивно охлаждался взбалтываемым маслом, которое подво­ дилось через отверстие в шатуне.

При длительной работе дизелей на полной мощности с этими поршнями наблюдались уменьшение упругости, потери подвиж­ ности и поломки компрессионных колец. Для обеспечения ста­ бильности упругости колец и повышения их усталостной проч­ ности и износостойкости в качестве материала колец был применен специальный высокопрочный легированный чугун с покрытием рабочей поверхности слоем хрома толщиной 0,18—0,25 мм. Для повышения термостойкости этих колец была проведена большая исследовательская работа по подбору оптимального режима термо­ стабилизации.

Одновременно для устранения зависания и потери подвижности колец была изменена конфигурация их поперечного сечения; призматические компрессионные кольца были заменены на одно­ сторонние клинообразные. Кромки рабочей поверхности колец были закруглены радиусом 1 мм для исключения выкрашивания слоя хрома на кромках и улучшения условий смазки колец.

По времени указанные выше изменения поршневых колец совпали с изменением материала и термообработки втулок ци­ линдров, вызванных необходимостью повышения усталостной прочности верхнего бурта втулки вследствие высокого уровня его суммарных напряжений и деформаций от давления сгорания, затяжки шпилек газового стыка и термических напряжений.

Материал втулок — легированный чугун — был заменен вы­ сокопрочным чугуном. Кроме этого, новые втулки были под­ вергнуты азотированию, которое обеспечило дополнительное повы-

шенііе прочности верхнего бурта, высокие антифрикционные качества рабочей поверхности втулки и эффективную защиту ее наружной поверхности, омываемой охлаждающей водой, от элек­ трохимической коррозии и кавитационной эрозии. Толщина азотированного слоя после окончательной обработки рабочей поверхности была равна 0,4 мм, а твердость больше или равна

HRC 40 [20].

Для улучшения условий смазки юбки поршня и поршневых колец рабочую поверхность втулки цилиндров фосфатируют на глубину растравливания, равную 4—8 мкм.

Вследствие проведения указанных выше изменений поршневых колец и втулки цилиндра были полностью устранены зависание, потеря подвижности и поломка поршневых колец, но при длитель­ ной работе дизелей систематически стало наблюдаться уменьше­ ние первоначальной упругости вторых компрессионных колец с уменьшением ширины замка на 40—50%. Уменьшение ширины замка первых колец при этом не превосходило 10—15%.

Замеренная термопарами со стороны выпуска температура перемычки над вторым кольцом оказалась выше на 90— 100й С, чем температура над первым кольцом, и составила примерно 360° С. Это обстоятельство, очевидно, следует объяснять тем, что в объеме между первым и вторым кольцами горячие газы находятся относи­ тельно большее время, чем над первым кольцом, где температура существенно снижается во время тактов выпуска и впуска [23].

Температура перемычки над вторым кольцом, естественно, может быть несколько выше, чем температура второго кольца, из-за наличия интенсивного теплообмена между кольцом и втул­ кой цилиндра. Уменьшение упругости вторых колец, изготовлен­ ных из чугуна с высокой термостойкостью, при отсутствии нагара в их канавках свидетельствовало о том, что температура колец была выше допустимой.

Анализ этого явления позволил установить, что с ростом фор­ сировки дизеля условия работы колец могут значительно ухуд­ шаться.

Подсчеты показывают, что при достаточно высоких давлениях сгорания (ПО—120 кгс/см2) давление над вторым кольцом дости­ гает 75—80 кгс/см2. В качестве аналогичного примера на рис. 34 приведено расчетное распределение давлений перед кольцами близкого по размерности четырехтактного дизеля. Для такого распределения давлений при исходной максимальной температуре 1700—1800 К средняя температура газов в объеме над вторым кольцом также достаточно высока и может достигать 1000—1100 К, что существенно влияет на температуру вторых компрессионных колец.

В поршнях, изготовленных из материала с высокой теплопро­ водностью (например, из алюминиевых сплавов), явление подоб­ ного перегрева вторых колец и перемычек над ними будет менее заметно, чем в поршнях из стали и чугуна.

66