книги из ГПНТБ / Совершенствование основных узлов турбопоршневых двигателей

Для улучшения охлаждения вторых колец в головке поршня был выполнен второй ряд дополнительных маслоподводящпх от­ верстий диаметром 4 мм, направленных в место расположения вторых колец. Оба ряда отверстий (по 8 шт. в каждом ряду) были расположены со смещением одного относительно другого на по­ ловину расстояния между отверстиями. При этом диаметр ранее имевшихся верхних отверстий был уменьшен с 8 до 4 мм, чтобы суммарное проходное сечение верхнего и нижнего рядов отверстий не превышало диаметра (16 мм) подводящего отверстия в стержне шатуна.

В первоначальной конструкции S 4 это соотношение не выдерживалось,1

сумма площадей маслоподводящих отверстий в головке примерно

ее охлаждение.

На рис. 35 показана головка поршня дизеля 6ЧН 30/38 с точ­ ками замера температур головки. Левая половина головки— старой конструкции с одним рядом отверстий, на правой половине головки показано условно смещенным дополнительное отверстие, обеспечивающее подачу масла в место расположения второго компрессионного кольца.

В табл. 4 показаны результаты термометрирования поршней со стороны выпуска с двумя вариантами системы охлаждения головки поршня.

Соответствующие изменения температур, очевидно, имели место и для самих колец, так как снижение упругости их умень­ шилось в 2—2,5 раза. Испытания головки этого варианта под-

4. Температура головки поршня в °С

Для оценки эффективности увеличения диаметра сливных отверстий из масляной полости поршня были проведены испыта­ ния поршней с тремя диаметрами сливных отверстий (табл. 5). Положение сливных отверстий по высоте при этом не менялось.

5. Температура головки поршня в °С

диаметра сливных отверстий значительно улучшаются условия охлаждения поршня (температура в месте расположения вторых и первых колец снижается на 55—115° С).

I Последующие опыты с изменением диаметров сливных отвер­ стий позволили установить, что суммарную площадь сливных отверстий целесообразно выбирать в 1,5—2 раза больше площади отверстия, подводящего масло к поршню. Поэтому окончательно был принят диаметр сливных отверстий, равный 16 мм. Результаты термометрирования поршня показали, что общий эффект снижения температуры в месте расположения первых и вторых колец со­ ставляет примерно 115—240° С [23].

Повышение эффективности охлаждения коренным образом улучшило условия работы вторых компрессионных колец и обес­

ных чугунов с различным химическим составом) показали ее высо-

68

кую износостойкость и хорошие антифрикционные качества. При тяжелых условиях работы этой пары на дизелях не было ни одного случая зависания, потери упругости, поломок поршне­ вых колец и задиров втулок цилиндров.

IB процессе эксплуатации первых дизелей после длительной работы наблюдались случаи появления начальных повреждений нерабочей поверхности юбки поршней и в меньшей степени — следов этих повреждений на втулках цилиндров в местах с более твердой рабочей поверхностью.

Начальные повреждения появились после длительной работы двигателя, когда на отдельных участках рабочей поверхности юбки поршня, воспринимающих наибольшие удельные нагрузки при движении и перекладках поршня, изнашивался слой полуды и с материалом рабочей поверхности втулки цилиндра продолжи­ тельно контактировался материал юбки поршня — чугун СЧ 24-44. При этом было замечено, что начальным повреждениям предшествовало образование блестящих полированных участков юбки поршня, обладающих минимальной маслоемокстью рабочей поверхности [21 ]. В связи с этим было решено ввести механиче­ скую накатку рабочей поверхности юбки. Углубления от накатки после окончательной шлифовки имели форму четырехгранной пи­ рамиды глубиной до 0,3 мм, со сторонами основания на поверх­ ности юбки 0,4 мм и располагались в шахматном порядке с шагом 2,5 мм. Накатка производилась до лужения.

Одновременно были тщательно проанализированы причины расположения начальных повреждений только с «нерабочей» стороны поршня и установлено, что при наличии высоких давле­ ний сгорания (до 130 кгс/см2) во время рабочего хода через три компрессионных кольца в зазор между юбкой поршня и втулкой, образующийся с нерабочей стороны, прорывается некоторое коли­ чество горячих газов, существенно ухудшающих условия смазки рабочих поверхностей.

Для уменьшения прорыва газов и предотвращения попадания масла в камеру сгорания на головку поршня было поставлено четвертое призматическое кольцо, выполняющее одновременно функцию компрессионного и маслосъемного колец. В результате уменьшился удельный расход масла с 6,0 до 1,5—2,0 г/(л. с. ч)

иувеличился срок работы поршней без начальных повреждений. Однако полностью устранить начальные повреждения юбки поршня после введения накатки, улучшения профиля юбки поршня

иустановки дополнительного кольца все же не удалось.

Дальнейшие исследования причин появления начальных по­ вреждений привели к выводу, что чугун СЧ 24-44 не имеет необхо­ димой стабильности антифрикционных качеств. В связи с этим было решено применять в качестве материала юбки поршня хромо­ молибденовый чугун.

Микроструктура этого чугуна имеет сетку фосфидной эвтек­ тики, которая обеспечивает высокую износостойкость и аитиза-

69

дирные качества вследствие ее большой твердости (HV1000), повышенной сопротивляемости пластической деформации и мень­ шей склонности к схватыванию по сравнению с другими структур­ ными составляющими чугуна, например перлитом. Легирование чугуна хромом и молибденом повысило также твердость, сопро­ тивляемость пластической деформации и теплоустойчивость пер­ лита. Для увеличения смазывающей способности чугун имеет повышенное количество графита за счет увеличения в структуре процентного содержания углерода.

Предварительно были проведены сравнительные испытания образцов из чугунов СЧ 24-44 и хромомолибденового на прирабатываемость н склонность к схватыванию. Испытания проводились на возвратно-поступательной машине трения. Втулки цилиндров изготовлялись из высокопрочного азотированного чугуна. Твер­ дость азотированного слоя HRC 40-45, глубина слоя 0,4—0,5 мм.

Испытания показали, что износ образцов из хромомолибдено­ вого чугуна в 3 раза меньше износа образцов из чугуна СЧ 24-44 и что у хромомолибденового чугуна рост коэффициента трения, свидетельствующий о начале интенсивного нарушения сплошности масляной пленки, начинается при существенно большей нагрузке.

Эти результаты, характеризующие лучшие условия смазки хромомолибденового чугуна, получены следующим образом. При фосфатированни чугуна в солях Мажеф происходит вытравливание перлита, а фосфидная эвтектика не травится, благодаря чему соз­ дается микрорельеф с твердыми и износостойкими выступающими участками и углублениями между ними. Эти углубления являются резервуарами для смазки, распределяющими ее по рабочим по­ верхностям юбки поршня, поршневых колец и втулки цилиндра.

Учитывая высокие местные нагрузки на отдельные участки рабочей поверхности юбки поршня при наличии относительно большой для данной размерности дизеля средней скорости поршня (с,„ = 9,5 м/с), было решено поверхность юбки поршня, изготовленной из хромомолибденового чугуна, фосфатировать на глубину растравливания 15—30 мкм, а затем покрывать слоем дисульфида молибдена MoS2 (ВАП-2) толщиной 0,015—0,025 мм.

Поршни, имеющие в головке три односторонних клинообраз­ ных хромированных кольца из легированного чугуна и одно приз­ матическое комбинированное кольцо, и юбки поршня из хромомо­ либденового чугуна, покрытые слоем дисульфида молибдена, при длительной работе по азотированным втулкам из высокопрочного чугуна показали высокие эксплуатационные качества.

Износы деталей поршня и втулки цилиндра после работы в течение 2200—4400 и 7000 ч приведены в табл. 6. Анализ данных, приведенных в табл. 6, позволяет сделать вывод, что двигатели ЧН 30/38 могут иметь сроки службы между выемками поршней

12 000—15 000 ч.

В процессе доводки дизеля 6ЧН 30/38 были обнаружены усталостные разрушения вставок поршней из алюминиевого

70

сплава АК8 с очагами развития трещин на верхних внутренних кромках отверстий под поршневой палец (рис. 36, а). Расчетные и экспериментальные исследования показали, что одной из основ­ ных причин появления трещин являлись высокие касательные

Результаты тензометрирования и расчеты показали, что в месте разрушения уровень, переменных напряжений от сил давления газов и сил инерции невелик и не мог явиться причиной возникно­ вения трещин. Было сделано предположение, что трещины яви­ лись следствием высоких внутренних (остаточных) напряжений, связанных с термической обработкой заготовки. Методом тензо-

71

мигрирования был определен уровень внутренних напряжений, который оказался очень высоким (до 2500 кгс/см2).

На основании результатов исследования для повышения на­ дежности вставки были применены:

термическая обработка вставок после предварительной меха­ нической обработки; при этом одновременно повышена темпера­ тура воды в ванне для закалки заготовок до 90—95° С;

упрочняющая обкатка роликом поверхностей отверстий во вставке для втулок поршневого пальца;

покрытие наружной поверхности втулок тонким слоем свинца для предотвращения возможности контактной коррозии вставки от микроперемещений втулок поршневого пальца.

В результате повышения температуры воды в ванне при за­ калке остаточные напряжения в материале вставки снизились до 700 кгс/см2, что в совокупности с проведением остальных меро­ приятий полностью исключило случаи возникновения трещин

имеющий головку из жаростойкой стали ЭИ415 и тронк из алю­ миниевого сплава АКб (рис. 37).

. Охлаждение этого поршня обеспечивается взбалтываемым мас­ лом, которое подается через отверстие в шатуне и алюминиевый стаканчик сначала в центральную полость охлаждения поршня,

азатем — в кольцевую периферийную.

Вголовке поршня расположены три клинообразных хромиро­ ванных компрессионных кольца, отлитых из термостойкого леги­ рованного высокопрочного чугуна, и одно маслосъемное кольцо, имеющее скребущую кромку. В верхней части алюминиевого

тронка расположено второе маслосъемное кольцо с двумя скре­ бущими кромками.

В первоначальном варианте поршня два маслосъемных кольца были расположены в нижней части тронка, однако впоследствии на основании результатов доводки для обеспечения лучших усло­ вий смазки трущейся пары тронк поршня ■— втулка цилиндра маслосъемные кольца были перенесены выше поршневого пальца, а рабочую поверхность тронка стали покрывать дисульфидом молибдена ВАП-2.

При определении конструктивных соотношений и размеров стальной головки поршня были проведены исследования напря­ жений в головках от действия переменных сил давления газов при нормальной температуре. Эти исследования имели назначение выявить наиболее напряженные элементы головок поршней и оце­ нить влияние толщины стенки в периферийной части головки на уровень напряжений.

72

Исследовались две головки поршня, выполненные с различной глубиной периферийной кольцевой проточки в головке (I вариант— глубина проточки 59 мм, II вариант—■глубина проточки 62 мм; рис. 38). Относительная деформация замерялась при помощи дат­ чиков сопротивления ба­ зой 5 и 10 мм. На внутрен­ ней и наружной поверхно­ стях головок деформации замерялись в радиальном и тангенциальном направ­ лениях, в проточках — в радиальном направлении.

При рассмотрении результатов тензометрирования выявлено, что характер распределения напряжений в головках обоих ва­ риантов одинаков.

I Наиболее высокий уровень напряжений (сжатия, в кгс/см2)

Со стороны камеры сгорания максимальный уровень напря­ жений замерен в центральной части головки. Величины напря­ жений (сжатия, в кгс/см2) в головках со стороны камеры сгорания для обоих вариантов практически одинаковы и составляют:

Напряжения растяжения замерены в районе тороидальной впадины и не превышают 600 кгс/см2.

Исходя из полученных величин напряжений в головках двух вариантов и конструктивного выполнения при гарантированном зазоре между тронком и внешним цилиндром головки поршня (отсутствие опирания) была выбрана головка поршня с глубиной проточки 59 мм, имеющая на 35% более низкий уровень пере­ менных напряжений от сил давления газов.

73

Учитывая высокую степень форсировки дизеля 16ЧН 26/26 мощностью 4000 л. с. и необходимость обеспечения возможности дальнейшего повышения форсировки до ре = 20 кгс/см2 при со­ здании более мощных дизелей этого типа, были проведены экспе­ риментальные исследования температурных полей поршней при различных количествах масла, находящегося в периферийной кольцевой полости охлаждения.

Рис. 39. Температура головки поршня с различными вариантами слива охлаж­

На рис. 39 показаны результаты исследований двух вариантов охлаждения поршня:

1 — два сливных отверстия расположены на нижней поверх­ ности А кольцевой полости охлаждения;

2 — два сливных отверстия расположены в бобышках выше поверхности Л на 19 мм.

На основании этих и других аналогичных исследований, про­ веденных на поршнях, имеющих подвод охлаждающего масла из специальных форсунок, можно сделать два вывода.

1.Наибольшая эффективность масляного охлаждения дости­ гается при заполнении маслом примерно половины объема пери­ ферийной кольцевой полости охлаждения поршня.

2.Уровни температур участков головки поршня существенно различаются между собой в зависимости от приближения участка головки к выпускным или впускным клапанам.

74

На основании опыта доводки и работы поршней во время экс­ плуатации дизелей КТЗ можно сделать следующие выводы.

1. Цельноалюминиевые неохлаждаемые поршни без вставок из нирезиста, испытанные на четырехтактных дизелях 8ЧН 26/26 (Ne = 1200 л. с. , п — 1000 об/мин, ре = 9,8 кгс/см2) при длитель­ ной работе на режимах номинальной мощности, оказались нера­ ботоспособными вследствие повышенного износа канавок первых

из высокопрочного чугуна, охлаждаемые взбалтываемым маслом, показали высокую надежность и большой моторесурс.

Остаточные литейные напряжения в этих головках достигли 300—400 кгс/см2. Замеренные тензометрированием после 14 000 ч работы суммарные остаточные напряжения в головке поршня составили всего 700 кгс/см2. Такая стабильность остаточных напряжений исключает необходимость замены головок поршней при капитальном ремонте дизеля.

Этот положительный опыт позволяет рекомендовать поршень данной конструкции с отношением его длины к диаметру, рав­ ным 1,3, для дизелей, имеющих частоту вращения 700—750 об/мин и ре = І5-НІ8 кгс/см2.

При такой относительно высокой форсировке по рабочему про­ цессу головка должна быть отлита из высококачественного леги­ рованного теплостойкого высокопрочного чугуна, а тронк поршня должен отливаться из чугуна, обеспечивающего высокую износо­ стойкость и стабильную маслоемкость (например, из хромомолиб­ денового чугуна), и покрываться дисульфидом молибдена.

3. При увеличении частоты вращения дизеля до 1000 об/мин и выше и высоких форсировках по ре, исходя из необходимости уменьшения сил инерции и желания получить минимальные массогабаритные показатели дизеля, следует рекомендовать составной поршень: тонкостенная головка из легированной теплостойкой стали, тронк из алюминиевого сплава с отношением длины поршня к его диаметру 1,0.

Для обеспечения наиболее интенсивного охлаждения поршня объем взбалтываемого масла должен составлять приблизительно половину объема камеры охлаждения головки, а сменяемость масла опытным путем должна быть подобрана оптимальной. Следовательно, при проектировании поршня надо предусматри­ вать возможность варьирования проходных сечений подводящих и сливных отверстий на первом опытном дизеле.

Для обеспечения лучших условий смазки трущихся пар масло­ съемные кольца необходимо располагать выше поршневого пальца. Рабочая поверхность тронка поршня должна быть тщательно спрофилирована и покрыта слоем дисульфида молибдена.

4. Учитывая наличие повышенных тепловых нагрузок, вос­ принимаемых поршнями двухтактных тепловозных дизелей, по

75

сравнению с нагрузками, воспринимаемыми поршнями четырех­ тактных дизелей, желательно обеспечивать высокую эффектив­ ность масляного охлаждения максимальным увеличением поверх­ ности камеры охлаждения головки поршня.

Для поршней двухтактных дизелей, имеющих обычно =

= 1,5, возможно увеличение поверхности камеры охлаждения головки поршня. Однако в этом случае к сложной отливке поршня из легированного теплостойкого чугуна должны быть предъ­ явлены жесткие требования о недопустимости каких-либо литей­ ных дефектов внутри и на поверхности охлаждения головки. Такая головка поршня должна обладать оптимальной тепловой подат­ ливостью и достаточной жесткостью в осевом направлении для восприятия давлений сгорания.

При наличии более простых по форме отливок головок порш­ ней, как показывает опыт длительной эксплуатации большого количества дизелей 12ДН 23/30, работоспособность поршней может быть обеспечена лишь в случае применения масла М14ВЦ или другого аналогичного масла, имеющего эффективную анти­ нагарную присадку.

5. Наличие окон во втулке цилиндра существенно ухудшает условия смазки поршневых колец, поршней и втулок цилиндров, в связи с чем выбор материалов этих деталей, их термической обра­ ботки и покрытий должен обеспечивать высокую износостойкость, повышенную сопротивляемость пластической деформации, мини­ мальную склонность к схватыванию и стабильную маслоемкость рабочих поверхностей трущихся пар.

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ КОНСТРУКЦИЙ ПОРШНЕЙ ЗАРУБЕЖНЫХ ДИЗЕЛЕЙ

Как известно, развитие железнодорожного транспорта связано со значительным увеличением мощности локомотивов. Так, на­ пример, мощность тепловозов, вводимых в эксплуатацию на аме­ риканских железных дорогах в 1960 г., составляла 1500—2000 л. с., а в 1968 г. она уже достигла 3000—3900 л. с., т. е. за восемь лет увеличилась в 2 раза. Тепловозные дизели мощностью 4000 л. с. созданы в ФРГ, Англии, Швейцарии, Бельгии; тепловозные дизели мощностью 4200, 5000 и 6300 л. с. — во Франции (1971 г.).

Вследствие возросшего объема морских перевозок грузов воз­ никла необходимость увеличить тоннаж и скорость движения су­ дов, что, в свою очередь, предопределило создание судовых дизе­ лей с повышенной агрегатной мощностью.

Необходимость повышения форсировки дизелей заставила ве­ дущие дизелестроительные фирмы развернуть интенсивные опытно­ конструкторские и исследовательские работы, в ходе которых поршни претерпели многочисленные конструктивные изменения.

Поршни дизелей СЕМТ-Пильстик. Дизели типа 8Ѵ = 16РА

(16ЧН 17,5/21, Ne = 1000 л. с., я = 1250 об/мин, ре =8,9 кгс/см2)

76