автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.08, диссертация на тему:Повышение эксплуатационной надежности подшипников скольжения транспортных дизелей применением дифференцированного гидродробеструйного упрочнения и поверхностно-активных веществ

07-1

215

На правах рукописи

Комиссаренко Евгений Алексеевич

ПОВЫШЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТИ ПОДШИПНИКОВ СКОЛЬЖЕНИЯ ТРАНСПОРТНЫХ ДИЗЕЛЕЙ ПРИМЕНЕНИЕМ ДИФФЕРЕНЦИРОВАННОГО ГИДРОДРОБЕСТРУЙНОГО УПРОЧНЕНИЯ И ПОВЕРХНОСТНО-АКТИВНЫХ ВЕЩЕСТВ

Специальность 05.02.08 - Технология машиностроения

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Саратов 2006

Работа выполнена в ГОУ ВПО «Саратовский государственный технический университет»

Научный руководитель

- доктор технических наук, профессор Косырев Сергей Петрович

Официальные оппоненты

- доктор технических наук, профессор Аникин Анатолий Афанасьевич

- кандидат технических наук, доцент Березняк Рудольф Александрович

Ведущая организация:

ООО «Дизельсервис», г. Балаково Саратовской области

Защита состоится 20 декабря 2006 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 212.242.02 при ГОУ ВПО «Саратовский государственный технический университет» по адресу. 410054, г. Саратов, ул. Политехническая, 77, корп.1, ауд. 319.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ГОУ ВПО «Саратовский государственный технический университет».

Автореферат разослан 20 ноября 2006 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

А.А. Игнатьев

[—-российская 5

г о суда р с т в е н н а" библиотека

200_£-..--1 3

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы определяется необходимостью совершенствования теории и практики технологии поверхностного пластического деформирования применением дифференцированного гидродробеструйного упрочнения (ГДУ) и поверхностно-активных веществ (ПАВ) в подшипниках скольжения, получивших широкое распространение в тяжелом и транспортном машиностроении. Дифференцированное шдродробеструйное упрочнение: как один из методов поверхностного пластического деформирования (ППД) позволяет на высоконагруженных деталях из углеродистой и конструкционной стали упрочнить поверхностный слой, активно управлять деформационным упрочнением различных участков поверхности конструкции, что дает возможность существенно повысить равномерность нагружения смежных объемов металла и равнопрочность при усталостном нагружении. Покрытие рабочей поверхности подшипника ПАВ (эффект Ребиндера) как разновидность технологии поверхностного пластического деформирования снижает коэффициент динамичности в масляном слое из-за формирования тонких износостойких пленок из эмульгатора на поверхности контакта подшипника и шейки коленчатого вала. При этом колебательный процесс в масляном слое подшипника полностью демпфируется, повышая его несущую способность и, соответственно, эксплуатационную надежность конструкций.

В работах многих отечественных и зарубежных исследователей отмечается, что напряжения, оставшиеся в поверхностных слоях после ППД, помимо других факторов, тесно связаны с начальными остаточными напряжениями, возникающими в очаге деформации и в прилегающих к нему областях. Среди работ, относящихся к вопросу изучения начальных остаточных напряжений при ППД применительно к условиям ГДУ, выделяются исследования И.В. Кудрявцева, А.Н. Овсеенко, В.В. Петросова, Д.Д. Папшева и других. Однако для условий ГДУ пренебрежение взаимосвязью между дифференцированным упрочнением и начальными остаточными напряжениями приводит к значительным погрешностям. Для расчета начальных остаточных напряжений, определяющих качество упрочнения и запасы усталостной прочности детали, приходится решать задачи напряженности конструкции при технологии ППД.

Цель работы: повышение эксплуатационной надежности подшипников скольжения транспортных дизелей путем совершенствования технологии и управления ' напряженным состоянием дифференцированной гидродробеструйной обработки рабочих поверхностей деталей и минимальной толщиной слоя смазки в условиях применения ПАВ.

Научная новизна:

1 Теоретическое обоснование совершенствования технологии дифференцированной гидродробеструйной обработки рабочих поверхностей деталей и подшипников скольжения на основе объяснения влияния напряженной деформационно-силовой обстановки на характер формирования начальных остаточных напряжений на базе современных достижений теории сопротивления материалов на примере стержня разнородной упругости.

2 Математическая модель нагружения масляного слоя подшипников скольжения в условиях ППД путем применения ПАВ, характеризующая динамическое нагружеше масляного слоя подшипника скольжения.

3 Математическая модель режимов дифференцированного гидродробеструйного упрочнения и применения ПАВ, учитывающая

технические и технологические ограничения, которые позволяют активно управлять деформационным упрочнением различных участков поверхности детали и минимальной толщиной слоя смазки в конструкции, что дает возможность существенно повысить равномерность нагружения смежных объемов металла и равнопрочность при усталостном нагружении, а также снизить коэффициент динамичности в масляном слое на основе расчетных методов анализа динамики нагружения упрочняющей обработки применением ПАВ.

Методы и средства исследований. В теоретических исследованиях использовались методы технологии машиностроения, расчетно-аналитические методы теории упругости, сопротивления материалов и конечных элементов. Экспериментальные исследования базировались на электротензометрии, метрологии, автоматизации научных исследований и приборах «Стресскан» (США - Финляндия) и «ИОН - 4М» при исследовании начальных остаточных напряжений после ППД деталей; на емкостном методе при исследовании гидродинамики подшипников скольжения.

Практическая ценность и реализация результатов работы. На базе теоретических выводов, получивших экспериментальное подтверждение, достигнут переход к эффективному управлению начальными остаточными напряжениями при ГДУ, определена область наиболее рациональных режимов поверхностного пластического деформирования. Наиболее важные практические результаты получены для упрочняющей обработки наружных поверхностей кривошипных головок шатунов транспортных дизелей, для которых достигалось активное снижение неравномерности результирующих напряжений по сечениям головок в 5-5,5 раза. Предлагаемая технология позволяет снизить материалоемкость изготовления шатуна до 50%, довести коэффициент использования металла до К^,=0,8-0,9, снизить трудоемкость изготовления шатуна на 3-4 нормо-часа, освободить 11-12 фрезерных станков и рабочих, их обслуживающих. Конструкционно-технологические решения, применение ПАВ изменяют условия смазывания в подшипниках скольжения путем демпфирования колебательного процесса и снижения динамики нагружения. Результаты исследования явились основой для создания шатунов и подшипников скольжения, получивших промышленную апробацию. Результаты исследования внедрены в ОАО «Волжский дизель им. Маминых» (г. Балаково) при изготовлении деталей с высоким технологическим уровнем и эксплуатационной надежностью.

Апробация. Основные научные положения и результаты работы докладывались на Международной научно-технической конференции «Современные проблемы технического сервиса в агропромышленном комплексе» (Москва, 2002), Межгосударственном научно-техническом семинаре «Проблемы экономичности и эксплуатации двигателей внутреннего сгорания» (Саратов, 2003), "V и VI Российских научных конференциях «Векторная энергетика в технических, биологических и социальных системах» (Балаково, 2002-2003), ежегодных научно-технических конференциях СГТУ (Балаково, 2002-2005), заседаниях кафедры «Технология машиностроения» Балаковского института, техники, технологии и управления СГТУ.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 8 печатных работ, в том числе 3 в журналах, рекомендованных для публикации ВАК.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованной литературы из 100

наименований. Объем диссертации составляет 145 страниц, в том числе 54 рисунка и 17 таблиц.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертационной работы, сформулированы цель и научная новизна, представлены основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе проводится обзор работ в области процессов упрочняющей обработки методами ППД и его особенности. Методы ППД -высокоэффективные способы технологического обеспечения качества изделий машиностроения в сроки при минимальных затратах труда, материальных и энергетических ресурсов. Из приведенного определения следует, что основной задачей технологии машиностроения является обеспечение заданного качества изделий и их эксплуатационной надежности при изготовлении. Одним из наиболее эффективных направлений в решении этих задач является технологическое обеспечение оптимальных для заданных условий эксплуатации параметров состояния поверхностного слоя, точности изготовления деталей и сборки машин.

Изучению процессов ППД посвящены работы И.В. Кудрявцева, М.А. Балтер, А.Н. Овсеенко, Б.А. Кравченко, В.М. Смелянского, А.Г. Суслова, Я.И. Бараца, Ж.А. Мрочека, С.С. М'акаревича, Л.М. Кожуро и др. Их исследованиями доказано, что повышение эксплуатационных свойств деталей достигается упрочнением поверхностного слоя и образования в нем благоприятных начальных остаточных напряжений.

Анализ технологических методов повышения эксплуатационной надежности конструкций показал, что гидродробеструйная обработка является одним из наиболее эффективных методов ППД.

Имеется ряд публикаций, раскрывающих механизмы виброударного нагружения образцов - свидетелей при ППД. Анализ этих работ показывает, что при ППД поверхностного слоя детали имеется количественная и качественная взаимосвязь между нагруженным состоянием конструкции и начальными остаточными напряжениями.

Вопросам повышения несущей способности и эксплуатационной надежности подшипников скольжения путем снижения динамики нагружения масляного слоя, демпфирования колебательного процесса технологическими методами посвящены работы ряда авторов (С.М. Захарова, С.Н. Полевого, В.Д. Евдокимова, H.A. Буше, Косырева С.П, и др.). Как отмечено в этих работах, эффективным методом, снижающим динамику нагружения, является покрытие рабочей поверхности подшипника ПАВ. Вместе с тем в известных методах при оценке динамики нагружения масляного слоя в силу недостаточной изученности процесса и разноречивых толкований в технической литературе принимается широкий диапазон значений жесткости масляного слоя (от нуля до жесткости опор коленчатого вала), что требует дальнейшего уточнения и корректировки расчетных методик по оценке гидродинамики масляного слоя подшипников скольжения. Следует отметить, что работы по применению методов ППД в подшипниках скольжения находятся в начальной стадии и требуют своего дальнейшего развития.

Задачи исследования некоторых технологических операций, таких, например, как гидродробеструйная обработка поверхностей деталей, выходят за рамки, очерченные законом Гука. При решении подобного ряда задач закон

Гука теряет свою силу, и прямая пропорциональная зависимость между напряжениями и деформациями описывается по более сложной. упруго-пластической зависимости. Изучение механики ППД и установление количественных связей между режимами напряженно-деформированного состояния обработанных ППД поверхностей составляет предмет исследования важного технологического направления, так как аналитически учесть факторы, влияющие на формирование поверхностных слоев после ППД, сложно. Однако разработка основ расчета с приемлемой для практики их использования точностью является одной из актуальных задач теории и практики ППД.

Технологические процессы механической обработки, ГДУ наряду с микрогеометрией детали, глубиной и степенью упрочнения поверхностного слоя формируют неоднородное силовое поле начальных остаточных напряжений, вызывающих при изготовлении деталей коробление, усталостные трещины. Проследить последовательно этапы формирования неоднородного силового поля начальных остаточных напряжений очень сложно. Имеющиеся немногочисленные теоретические разработки базируются на определении начальных остаточных напряжений в режиме «насыщения», т.е. на таком этапе процесса, дальнейшее проведение которого практически не изменяет нагруженно-деформированного состояния поверхностного слоя. Показано, что при ГДУ поверхностного слоя начальные остаточные напряжения дифференцированно зависят от рабочих и монтажных напряжений в конструкции. Показаны пути совершенствования технологии дифференцированного ГДУ, связанные с оптимизацией технологических режимов и изучения основных влияющих факторов и параметров. Сделан вывод о недостаточной изученности остаточных напряжений в поверхностном слое при ППД. Определены в качестве первоначальных задачи определения технологических параметров и анализа напряженно-деформированного состояния в очаге деформации. Обоснованы и поставлены задачи исследований, раскрыт механизм образования защитной антифрикционной пленки при применении ПАВ в сопряжении «шатунный подшипник - шейка вала». Доказано, что в этом случае минимальная толщина масляного слоя уменьшается на 25 % по сравнению с поверхностью, не обработанной ПАВ.

Во второй главе приводятся исследования технологических методов и средств повышения эксплуатационной надежности для обоснования параметров дифференцированной гидродробеструйной обработки, определения критериев оптимизации и решения задачи покрытия рабочей поверхности подшипников скольжения ПАВ.

В настоящее время в ОАО «Волжский дизель им. Маминых» и на других предприятиях шатуны изготавливают из покупных штамповок с припуском от 5 до 10 мм. В механическом цехе для обработки контура шатуна применяется 25 фрезерных станков, в том числе копировальных и станков с ЧПУ.

На завершающей стадии изготовления шатуна используется сухая дробеметная обработка. Отверстия под вкладыши подшипников скольжения и кривошипных головок растачивают на алмазно-расточных и хонинговальных станках. Штучное время обработки одного шатуна транспортного дизеля 6ДМ21А составляет 15,3 нормо-часа.

Недостатки существующей технологии обусловлены применением штамповки с большим припуском под механическую обработку, что значительно снижает коэффициент использования металла Ким (Ким=0,3-0,4),

приводит к большому количеству фрезерных операций. Применение сухой дробеметной обработки характеризуется быстрым износом деталей дробеметной установки, дроби, обилием металлической пыли. Кроме того, полировка кривошипной головки как финишная операция осуществляется ручными шлифовальными машинами, что также нецелесообразно.

Предлагаемая технология ГДО кривошипных головок отличается тем, что предполагает применение точной штамповки с нулевым припуском по наружному контуру. За счет ГДО кривошипной головки по наружному контуру за исключением отверстий под вкладыш подшипника и шатунные болты нейтрализуется дефектный слой, образованный после горячей штамповки и термообработки, который снижает эксплуатационную надежность детали. Дифференцированная гидродробеструйная обработка конструкции повышает предел усталостной прочности в области, подверженной усталостному разрушению и концентрации напряжений. Как финишная операция гидродробеструйная обработка на заключительной стадии исключает полировку.

Разрабатываемая технология предполагает снизить материалоемкость процесса до 50%, довести коэффициент использования материала до 0,3-0,9, снизить трудоемкость изготовления на '3-4 нормо-часа, освободить 11-12 фрезерных станков, задействованных в обработке контура конструкции, и рабочих, их обслуживающих.

Для более полного учета влияния указанных параметров и обоснования в ОАО «Волжский дизель им. Маминых» разработан метод дифференцированного гидродробеструйного упрочнения наружной поверхности конструкции по а.с. № 1656205, сущность которой рассматривается на примере ППД кривошипной головки шатуна транспортного дизеля 6ДМ-21А. В поверхностном слое кривошипной головки уровень начальных остаточных напряжений наводят дифференцированным упрочнением с" =-(0,1-0,15) сг02 в зоне протяженностью 11-сГ, где I - длина стержня шатуна; <Г - диаметр кривошипной головки; сг^1 - начальные сжимающие остаточные напряжения; сг0 2 - предел текучести материала детали.

Превышение верхнего предела а£ во всех зонах кривошипной головки приводит к нарушению адекватности напряжений разгрузки а°х1 напряжениям нагрузки и не обеспечивает выравнивание напряженности смежных

объемов металла и, следовательно, их равнопрочность. При уменьшении нижнего предела значительно падает эффективность упрочняющего влияния параметров начальных остаточных напряжений как самостоятельного фактора, а также нарушается условие обеспечения адекватности распределения

распределению .

Сущность изложенного метода поясняется на рис. 1:

- эпюры средних циклических напряжений (поз.1);

- распределение упрочняющих начальных остаточных напряжений сжатия ст^1 в кривошипной головке до (поз.2) и после (поз.4) их взаимодействия с циклическими напряжениями в различных сечениях (поз.З и 5).

позиции

Рис. 1 Эпюры средних рабочих, начальных остаточных и результирующих напряжений

по ним

Предлагаемая схема ППД кривошипной головки (рис. 2) на установке содержит рабочую камеру (на рисунке не показана), шатун 1 установлен на оси прив'Эда вращения 2, имеющего движение дробеструйный пистолет 3, установленный с возможностью перемещения по осям X и У и повороту по углу атаки со от манипулятора 4. При программировании для выявления зон по реле времени устанавливается текущее значение времени ППД участков кривошипной головки и угла атаки со как функции от перемещений обеспечивающих достиясенйе заданного уровня начальных остаточных напряжений по распределению позиции 4 на рис.1. Таким образом, кривошипная головка и вкладыш подшипника предварительно нагружаются начальными остаточными напряжениями в строгом соответствии с уровнем действующих циклических напряжений на различных участках поверхности кривошипной головки.

Опытная партия шатунов из штамповок Чебаркульского металлургического завода обработана дифференцированным ГДУ по предлагаемой методике на режимах, приведенных в табл. 1.

Сравнительный анализ эпюр (рис. 1) показывает, что при дифференцированном ППД гидродробеструйной обработкой неравномерность распределения результирующих напряжений сгЦ" по сечениям шатуна снижается в 5-5,5 раза и, соответственно, повышается равнопрочность и эксплуатационная надежность конструкции по критерию «усталостная прочность». Аналогичным образом увеличивается эксплуатационная надежность и вкладыша подшипника скольжения кривошипной головки.

Таблица 1

Параметры режима Основные характеристики

Шарики, 0, м (2-3)-10"^

Давление жидкости, Рж, МПа 0,2-0,4

Время обработки Т, с/участок 60-120

СОЖ Трансформаторное масло

Частота вращения шатуна, об/с .0,17-0,35

Скорость продольного перемещения стола ГДЭУ-5, Я, м/с 0,003

В результате дифференцированного гидродробеструйного упрочнения кривошипных головок дизелей 6ДМ-21А, а также изготовления их из

точнонггампованных

заготовок

производства Чебаркульского

металлургического завода коэффициент использования металла повышается до 0,8 путем исключения технологических операций обработки: продольно-фрезерной, фрезерно-программной, копировально-фрезерной, вертикально- и горизонтально-фрезерной и фрезерной по контуру,

В масляном слое подшипников скольжения транспортных дизелей при сгорании топлива за счет высоких скоростей нарастания давления возникают гидродинамические колебания, вызывающие кавитационные разрушения и определяемые коэффициентом динамичности Кд. Расчетно-экспериментальными исследованиями доказано, что на примере кривошипно-шатунного механизма дизеля ЧН 21/21 производства ОАО «Волжский дизель им.Маминых» величина Кд в масляном слое шатунного подшипника составляет 1,18. С целью повышения эксплуатационной надежности подшипника скольжения путем снижения коэффициента Кд с 1,18 до 1,0 изменением условий смазки разработана конструкция тонкостенного вкладыша по а.с. 1530847 (рис. 3), содержащего металлический корпус 1, антифрикционное покрытие 2 и приработанный слой 3, выполненный с нанесением на него с рабочей стороны 4 поверхностно-активным веществом (ПАВ) Е, представляющим композиционную смазку - эпиламирующий раствор высокомолекулярных поверхностно-активных веществ во фторсодержащих растворителях - хладонах 112, 113, 114В2 или их смесях. В качестве ПАВ использованы отечественные эмульгаторы 6СФК-180-0,5,

При покрытии рабочей поверхности вкладыша эмульгатором образуется защитная антифрикционная пленка в сопряжении «подшипник - шейка коленчатого вала», механизм образования которой следующий. Минеральные смазочные масла, применяемые в системах смазки транспортных дизелей, содержат ПАВ в виде спиртов, органических кислот, смолисто-асфальтовых веществ, возникающих как при окислении (старении) масла в процессе эксплуатации дизеля, так и при крекинг-процессе нефти и облагораживании масла различными присадками.

Рис. 2 Схема дифференцированного

поверхностного пластического Рис' 3, Конструкция

деформирования шатунов транспортных \ тонкостенного вкладыша подшипника

дизелей скольжения с ПАВ

В результате сложных химических реакций от взаимодействия ПАВ (например, высших жирных кислот) с медными трубками охладителя масла и другими медьсодержащими деталями дизеля получаются органические

соединения (например, медные мыла), растворимые в масле. При этом имеющиеся в масле ПАВ не вызывают самостоятельного эффекта безызносности. Активизирование смазочного масла добавленными ПАВ при покрытии вкладышей подшипников скольжения усиливает их абсорбирующее действие на частицах износа, а улучшенное диспергирование последних интенсифицирует образование устойчивого разделительного слоя - эпилама, т.е. барьерной разделительной пленки с очень низким запасом поверхностной энергии. Смазочное масло, внесенное в дисперсную среду, прочно удерживается в рабочей зоне узла трения из-за резкого снижения поверхностного напряжения и запаса энергии. Продукты износа, покрытые медью, осаждаются в зазоре между вкладышем подшипника скольжения и шейкой коленчатого вала в зоне трения и вместе с восстанавливаемой медью формируют на поверхности трения защитную металлическую пленку. При работающем кривошипно-шатунном механизме дизеля в масляном слое подшипника с ПАВ развиваются напряжения сдвига с выделением теплоты, однако значительной диссипации энергии не происходит. Так, например, по данным ОАО «Волжский дизель им. Маминых» рассеяние энергии в масляном слое такого подшипника составляет 3,6-4,0%, т.е. потоки энергии, входящие в зону трения и выходящие из нее, взаимно уравновешиваются. Диссипация же энергии в этом случае осуществляется за счет гистерезисной демпфирующей способности антифрикционной пленки и масляного слоя.

Технологический процесс покрытия рабочей поверхности вкладыша ПАВ включает:

- обезжиривание поверхности в спирте, бензине, ацетоне или других растворителях; детали погружают в емкость с растворителем, механические примеси удаляют с поверхности до обезжиривания;

- просушку на воздухе при комнатной температуре в течение 300-400 с;

- погружение вкладыша в эпиламирующий раствор на 360-480 с при температуре окружающей среды с периодическим перемешиванием состава. Емкость с раствором закрывают для предотвращения испарения растворителя. Расход эпилама составляет 1кг на 6 м поверхности детали, что соответствует потребности 11,2-11,6 г на один подшипник транспортного дизеля 6ДМ-21 А;

- сушка эпиламированного подшипника на воздухе в течение 1200-1800 с является заключительной стадией технологии его обработки эмульгатором.

При необходимости длительного хранения подшипники после эпиламирования покрывают слоем, консервирующего смазочного материала. Во избежание улетучивания растворителя состав хранят при температуре не более 30°С вдали от нагревательных приборов.

В масляном слое вкладыша подшипника скольжения без ПАВ имеют место гидродинамические колебания, вызванные воздействием ударной возмущающей силы от сгорания топлива, и коэффициент динамичности Кд=1,18. Во вкладыше с эмульгатором Кд снижается с 1,18 до 1,0, т.е. коэффициент трения приближается к нулю из-за формирования тонких износостойких пленок эмульгатора на поверхности контакта вкладыша и шейки коленчатого вала. При этом колебательный процесс в масляном слое полностью демпфируется. Через определенной количество циклов фрикционного динамического нагружения вкладыша тонкая износостойкая пленка может диспергироваться и уноситься из зоны трения, но одновременно формируется новый промежуточный антифрикционный слой. Динамика нагружения масляного слоя подшипника отсутствует, что доказывается

полным демпфированием колебательного процесса антифрикционной пленкой и масляным слоем, а также снижением коэффициента динамичности до Кд=1,0, подтверждая правильность выводов теоретических положений о возможности повышения эксплуатационной надежности подшипников скольжения за счет изменения условий смазки.

Третья глава посвящена исследованию напряженного состояния кривошипных головок и гидродинамики подшипников скольжения транспортных дизелей в условиях ППД. Отечественными и зарубежными исследователями (И.В. Кудрявцев, H.A. Буше, В.В. Петросов и др.) доказано, что при ППД поверхностных слоев деталей начальные остаточные напряжения зависят от рабочих и монтажных напряжений в конструкции. При ППД кривошипной головки в условиях знакопеременного циклического нагружения поверхностного слоя начальные остаточные напряжения сг^ определяются зависимостью

(1)

где - среднее напряжение цикла, определяемое соотношением

а** = °"ml" , cr02 - предел текучести материала.

В этой связи решение задачи о напряженном состоянии кривошипной головки методом конечных элементов (МКЭ) проводится в линейной и геометрически нелинейной постановках, при этом алгоритм включает решение плоской задачи в прямоугольных и полярных координатах. В общем случае при расчете кривошипной головки применяется треугольная форма КЭ. В представленной постановке МКЭ используется как дополнительный метод для создания новых конструкций на стадии проектирования, изготовления и ремонта транспортных дизелей с решением задачи параметрической оптимизации конструкции.

Изучение механики ППД и установление количественных связей между режимами последнего и напряженно-деформированным состоянием обработанных ППД поверхностей деталей составляет предмет исследования важного технологического направления, так как аналитически учесть факторы, влияющие на формирование поверхностных слоев после ППД, сложно. Для теоретической оценки начальных остаточных напряжений в поверхностном слое стальной основы вкладыша подшипника скольжения после ППД на примере векторного нагружения стержня разнородной упругости предложена зависимость

w _ g-r • (0.015Д, - Д,) ß

0,015£2 + Ei ' ;

где a> - предел текучести стальной основы вкладыша; - приведенный модуль упрочнения; Ег - модуль упругости неупрочненного участка вкладыша.

Начальные остаточные напряжения в поверхностном слое стальной основы вкладыша дизеля 6ДМ-21А определены по зависимости (2) а" - -174,79 МПа. Упрочнение нагруженной шлифованной поверхности вкладыша гидронаклепом ликвидирует начальные растягивающие остаточные напряжения максимальной величиной на поверхности 50...200 МПа при глубине наклепа 0,3.. .0,4 мм.

Для теоретической оценки начальных остаточных напряжений в антифрикционном слое вкладыша после ППД на примере, стержня разнородной упругости предложена зависимость

=0.11сг.г. (3)

В качестве примера рассчитанный по приведенной методике уровень начальных остаточных напряжений в антифрикционном слое вкладыша дизеля 6ДМ-21А аа2 = +23,06 МПа. Согласно ОСТ 24.067.40-84 при использовании в процессе изготовления вкладышей термообработки начальные остаточные напряжения рекомендуется принимать +30 МПа. Сравнительный анализ начальных остаточных напряжений из зависимости (3) и ОСТ 24.067.40-84 подтверждает их растягивающий характер и удовлетворительную сходимость, что позволяет рекомендовать приведенную методику для оценки начальных остаточных напряжений в стержнях разнородной упругости, например в антифрикционном слое вкладыша.

В условиях динамического нагружения масляного слоя подшипника скольжения при применении ПАВ, как одного из средств ППД, очевидно взаимовлияние динамики нагружения и деформирования энергии на величину минимальной толщины масляного слоя ктЫ как одного из критериев оценки эксплуатационной надежности. Принимая во внимание сказанное, в условиях ППД применением ПАВ аналитическое определение /¡т|л имеет вид (рис. 4)

(4)

где --— упругость масляного слоя, г/ - коэффициент динамической вязкости,

/ - время резкого нарастания давления, Р0 - мгновенное давление сгорания.

Приведенные расчеты по зависимости (4) на примере подшипника транспортного дизеля 6ДМ - 21А показывают, что в условиях применения ПАВ Ат1п=12,5-13,5 мкм, что ю на 18% ниже значений Лт|п в масляном слое шатунного подшипника без ПАВ.

В четвертой главе рассматриваются результаты практического применения в технологии машиностроения полученных результатов и методики экспериментальных исследований напряженного состояния кривошипной головки и гидродинамики подшипника скольжения транспортного дизеля в условиях ППД.

Для проверки достоверности расчетных величин циклических напряжений в кривошипной головке, определенных по методике главы 3, для оценки точности расчета напряженного состояния кривошипной головки и вкладыша шатуна, погрешность которого может быть вызвана тем, что кривошипная головка с вкладышем рассматривается в рамках плоской, а не пространственной задачи теории упругости, а также для определения среднего сгра5

напряжения цикла '» с целью назначения начальных остаточных 01

напряжений ** конструкции при ППД проведено экспериментальное исследование напряженного состояния кривошипной головки и вкладыша. Статическое тензометрирование кривошипной головки шатуна растягивающими и сжимающими эксплуатационными нагрузками проводилось на безмоторном стенде - гидропульсаторе ЦДМ200ПУ (рис.5), где I и 3 - верхний и нижний захваты, 2 - шатун. Диаметральные зазоры в

подшипниках поршневой и кривошипной головок соответствовали МО и г-ю^м,

,Р(0

1 г

2 ъ

Х.А

См

ШШШШ^Ш,

Рис. 4. Максвеллова модель масляного слоя шатунного подшипника при применении ПАВ

30

Рис. 5. Схема установки шатуза

и вкладыша в захваты гидропульсатора ЦЦМ200ПУ

МП а

_та ас.

хх>

К!

\

1

-97

|5-С

N

10" 10° 107 10! Рис. 7. Кривые Веллера • • - скорость скольжения 7 м/с; х х - скорость скольжения 9 м/с; вы* - температура масла на выходе из подшипника при

температуре на входе 60 С

Рис. 6. Структурная схема для анализа гидравлического давления в шатунном подшипнике: 1-шатун, 2-шатунный подшипник, 3-токосъемник, 4-тензостанция 8АНЧ-7М, 5-щлейфовый осциллограф

Н-115, б-блок питания Эксплуатационная надежность подшипника скольжения характеризуется запасом несущей способности и запасом усталостной прочности материала антифрикционного слоя по отношению к изгибным деформациям и сжимающим напряжениям. Несущая способность подшипника определяется двумя основными параметрами: максимальным давлением масла в узкой части зазора и минимальной толщиной слоя смазки, достигаемой за цикл. Максимальное давление масла и характер его изменения определяют степень нагруженности пары трения вкладыш-шейка коленчатого вала, а минимальная толщина масляного слоя в сочетании с формой движения вала в подшипнике в соответствующий промежуток времени характеризует возможность критических режимов (полусухого и полужидкостного).Структурная схема для измерения гидродинамического давления в масляном слое подшипника дизеля 6ДМ-21А (6ЧН21/21) представлена на рис. 6 и включает рычажный

токосъемник, состоящий из двух шарнирно соединенных между собой рычагов.

В эксперименте по исследованию минимальных зазоров и толщин масляного слоя использовался емкостной метод измерения, нашедший широкое применение для изучения условий работы различных узлов трения, в том числе подшипников коленчатого вала дизелей: Принцип работы емкостного метода состоит в том, что при изменении толщины смазочного слоя изменяется емкость между датчиком, установленным в шейку коленчатого вала и изолированным от нее, и вкладышем подшипника.

Результаты осциллографирования гидродинамики шатунного подшипника показывают, что при инерционном нагружении КШМ колебательный процесс в масляном слое отсутствует, что доказывает и подтверждает проведенные ранее исследования о снижении динамики нагружения и демпфировании колебательного процесса в масляном слое. При действии ударной возмущающей силы от сгорания топлива в масляном слое подшипника имеют место гидродинамические колебания, оцениваемые коэффициентом динамичности Кд. Анализ распределения зон минимальных толщин масляного слоя на различных режимах, в частности при различных частотах вращения коленчатого вала, дал следующие результаты: при инерционном нагружении шатунной шейки коленчатого вала (режим холостого хода, зазор 0,15-Ю"3, температура масла на входе 353К) минимальная толщина масляного слоя /гш,-„=5,1-5,3 мкм; при действии сил давления газов /¡„,„=16-16,5 мкм. Выявлено также, что сплошность масляного слоя подшипника не нарушается, а силовое контактирование между шейкой коленчатого вала и вкладышем отсутствует, что говорит о достаточной жесткости кривошипной головки, в частности ее крышки.

• На усталостную прочность материала вкладышей влияют многие факторы, большинство из которых являются случайными. Поэтому необходимо строго поддерживать идентичные условия проведения испытаний. Усталостные испытания проводили на базе 10б циклов при постоянной нагрузке на каждом уровне нагружения на стенде СПП-1. Для построения кривых усталости испытывалось по 15 образцов при 5 уровнях нагружения, а на уровне предела выносливости испытывалось не менее трех образцов. Учитывая статистическую природу усталостной прочности, в том числе и предела выносливости, который определяется 50% вероятностью разрушения, необходимо, чтобы половина из них не разрушалась до базового числа циклов при уровне напряжения 0,95-1,05 от предела выносливости. Определение предела усталости подшипниковых материалов проведено по наиболее широко распространенной методике определения предела выносливости по уравнению кривой усталости с использованием экспериментальных данных. При использовании этого метода значительно сокращается длительность испытаний, т.к. испытания проводятся в основном при напряжениях, больших предела выносливости при заданной базе, а величину предела ограниченной выносливости определяют путем экстраполяции с помощью уравнения кривой усталости.

Результаты испытаний представлены на рис. 7 кривыми Веллера, где дана зависимость удельной нагрузки, при которой начинается разрушение бронзового, слоя от количества циклов нагружения подшипника. Согласно приведенным результатам, предел усталостной прочности, выраженный в единицах удельного давления, лежит в пределах 40-48 МПа.

Следует отметить, что удельные давления в шатунном подшипнике дизеля 6ДМ-21А достигают 35 МПа. Составление приведенных цифр показывает, что по условиям усталостной прочности вкладыши подшипников коленчатого вала дизеля 6ДМ-21А работоспособны и надежны.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1 Анализ основных опубликованных материалов показал, что в настоящее время проблема технологического обеспечения повышения эксплуатационных свойств подшипников скольжения решается деформационным упрочнением, но имеющийся опыт нельзя привнести в практику без дополнительных исследований.

2 Разработан и освоен на практике малоотходный метод дифференцированного упрочнения шатунов и вкладышей подшипников скольжения, позволяющий активно управлять ППД различных участков поверхности конструкции, что дает возможность существенно повысить неравномерность нагружения смежных объемов металла и равнопрочность конструкции при усталостном нагружении. Разработанная технология позволяет снизить материалоемкость процесса до 50%, довести коэффициент использования материала до Кин=0,8-0,9, снизить трудоемкость изготовления шатуна на 3-4 нормо-часа, освободить 11-12 фрезерных станков и рабочих, их обслуживающих. Изучены и показаны пути повышения эксплуатационной надежности вкладышей подшипников скольжения путем ППД применением ПАВ.

3 В условиях динамического нагружения масляного слоя подшипника скольжения при применении ППД путем использования ПАВ аналитическим методом решена задача определения необходимой величины минимальной толщины масляного слоя в зависимости от максимального давления цикла, упругости, коэффициента динамической вязкости - параметрах, характеризующих поведение масляного слоя при применении ПАВ.

4 Для проверки достоверности расчета напряженного состояния кривошипной головки, а также определения среднего напряжения цикла с целью назначения начальных остаточных напряжений при ППД проведена экспериментальная оценка. Сопоставление расчетных напряжений с экспериментальными данными показывает, что разность значений напряжений, полученная тем и другим способами, не превышает 10%, т.е. точность расчета МКЭ лежит в пределах погрешности эксперимента.

5 Проведена теоретическая оценка начальных остаточных напряжений в поверхностном слое высоконагруженных элементов кривошипных головок, антифрикционном слое и стальной основе вкладыша подшипника скольжения после ППД. Сравнительный анализ начальных остаточных напряжений на примере кривошипной головки шатуна показывает удовлетворительную сходимость результатов расчета с экспериментальными данными. Анализ эпюр показывает, что при дифференцированном ППД гидродробеструйной обработкой неравномерность распределения результирующих напряжений по отдельным сечениям кривошипной головки шатуна снижается в 5-5,5 раза и, соответственно, повышается равнопрочность и эксплуатационная надежность конструкции по критерию «усталостная прочность».

6 Анализ технического состояния шатунов дизеля устанавливает возможность их повторного использования. Введение в ремонтную технологию ГДО позволяет нейтрализовать дефектный слой, образованный в процессе работы дизеля, снижающий эксплуатационные характеристики

шатунов, а также повысить предел усталостной прочности в областях, подверженных усталостному разрушению. Снижение удельных затрат на ремонт составило 145,6%. Результаты диссертационной работы внедрены в производство с годовым экономическим эффектом 2085,67 тыс. руб.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Комиссаренко Е.А. Оценка начальных остаточных напряжений в материалах разнородной упругости нагруженных деталей высокофорсированных дизелей с позиции энергетики векторного нагружения / С.П. Косырев, Л.А. Сорокина, P.M. Рафиков, Е.А. Комиссаренко II Векторная энергетика в технических, биологических и социальных системах: материалы V Рос. науч. конф./СООО «АН ВЭ». Балаково, 2002. - С. 11-19.

2. Комиссаренко Е.А. Исследование остаточных напряжений в высоконагруженных деталях форсированных дизелей / С.П. Косырев, A.B. Разуваев, Л.А. Сорокина, P.M. Рафиков, Е.А. Комиссаренко //Двигателестроение. 2003. №2. - С.21-24.

3. Комиссаренко Е.А. Технологические методы обеспечения работоспособности нагруженных деталей высокофорсированных дизелей / С.П. Косырев, Л.А. Сорокина, P.M. Рафиков, Е.А. Комиссаренко // Ремонт, восстановление, модернизация. 2004. №9. -С.22-24 (0,25/0,1 п. л.).

4. Комиссаренко Е.А. Технологические проблемы обеспечения работоспособности нагруженных деталей высокофорсированных дизелей / С.П. Косырев, Л.А.Сорокина, P.M. Рафиков, Е.А. Комиссаренко II Современные проблемы технического сервиса в агропромышленном комплексе: материалы Междунар. науч.-практ. конф. - М.: МГАУ, 2003.-С, 17-19.

5. Комиссаренко Е.А. Векторная энергетика при поверхностном пластической деформировании материалов высокофорсированных дизелей / С.П. Косырев,

B.В. Петухов, Е.А. Комиссаренко // Векторная энергетика в технических, биологических и социальных системах; Материалы VI Рос. науч. конф. / СООО «АНВЭ». Балаково, 2003.-С. 13-18.

6. Комиссаренко Е.А. Повышение работоспособности подшипников скольжения высокофорсированных дизелей технологическими методами / С.П. Косырев, Е.А. Комиссаренко // Проблемы экономичности и эксплуатации двигателей внутреннего сгорания: материалы Межгос. науч.-техн. семинара. Саратов, 2004. Вып.16. - С. 91-92.

7. Комиссаренко Е.А. Прогнозирование долговечности материала деталей транспортных дизелей при асимметричном нагружении / С.П. Косырев, Е.А. Комиссаренко // Тяжелое машиностроение. 2004. №10. С. 28-29.

8. Комиссаренко Е.А. Применение поверхностно-активных веществ как фактор снижения динамичности нагружения шатунных подшипников транспортных дизелей /

C.П. Косырев, Е.А. Комиссаренко // Современные информационные технологии строительной, машиностроительной, химической и энергетической промышленности: сб. науч. трудов. Саратов: СГТУ, 2005. С. 97-102.

2006136214

Подписано в печать Г/.п.ио - Формат 60x84 1/16

Бум. офсет. Усл. печ.л. 0,93 (1,0) Уч,-изд.л. 0,9

Тираж 100 экз. Заказ 521 Бесплатно

Саратовский государственный технический университет

410054, Саратов, Политехническая ул., 77 Отпечатано в РИЦ СГТУ. 410054, Саратов, Политехническая ул., 77

V./ ЛИ*

2006136214

ВВЕДЕНИЕ

1 СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТИ СИСТЕМЫ ПОДШИПНИКОВ КРИВОШИПНЫХ ГОЛОВОК ШАТУНОВ ТРАНСПОРТНЫХ ДИЗЕЛЕЙ

1.1 Анализ особенностей и свойств антифрикционных материалов подшипников скольжения, применяемых в отечественном и зарубежном транспортном дизелестроении

1.2 Эксплуатационные свойства подшипников транспортных дизелей

1.2.1 Усталостная прочность

1.2.2 Сопротивление изнашиванию

1.2.3 Противозадирные свойства

1.3 Обзор и анализ опубликованных работ по применению технологических методов повышения эксплуатационной надежности подшипников скольжения транспортных дизелей ^

1.4 Объекты исследования

1.5 Анализ показателей эксплуатационной надежности деталей транспортных дизелей

1.5.1 Прогнозирование жизненного цикла шатунных подшипников скольжения транспортных дизелей

1.5.2 Прогнозирование жизненного цикла вкладышей подшипников по критерию «вероятность безотказной работы»

1.6 Задачи исследования 45 2 РАЗРАБОТКА И ОБОСНОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ

МЕТОДОВ И СРЕДСТВ ПОВЫШЕНИЯ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ НАДЕЖНОСТИ СИСТЕМЫ ПОДШИПНИКОВ СКОЛЬЖЕНИЯ КРИВОШИПНЫХ ГОЛОВОК ШАТУНОВ ТРАНСПОРТНЫХ ДИЗЕЛЕЙ

2.1 Дифференцированная гидродробеструйная обработка кривошипных головок шатунов

2.2 Влияние ГДУ и режимов упрочнения на начальные остаточные напряжения в поверхностном слое шатуна

2.3 Методика планирования многофакторного эксперимента при дифференцированной гидродробеструйной обработке

2.4 Повышение эксплуатационной надежности вкладышей подшипников скольжения транспортных дизелей применением поверхностно-активных веществ

3 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ КРИВОШИПНЫХ ГОЛОВОК ШАТУНОВ И ГИДРОДИНАМИКИ ПОДШИПНИКОВ СКОЛЬЖЕНИЯ ТРАНСПОРТНЫХ ДИЗЕЛЕЙ

В УСЛОВИЯХ ППД

3.1 Особенности применения метода конечных элементов для расчета напряженного состояния кривошипных головок шатунов транспортных дизелей

3.2 Теоретическая оценка начальных остаточных напряжений в поверхностном слое стальной основы вкладыша подшипника скольжения после поверхностного пластического деформирования

3.3 Теоретическая оценка начальных остаточных напряжений в антифрикционном слое вкладыша подшипника скольжения после поверхностного пластического деформирования

3.4 Динамическая модель нагружения масляного слоя подшипника скольжения в транспортных дизелях в условиях поверхностного пластического деформирования путем применения поверхностно-активных веществ

4 МЕТОДИКИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ КРИВОШИПНОЙ ГОЛОВКИ ШАТУНА И ГИДРОДИНАМИКИ ПОДШИПНИКА СКОЛЬЖЕНИЯ ТРАНСПОРТНОГО ДИЗЕЛЯ

4.1 Задачи экспериментальных исследований напряженного состояния кривошипной головки и вкладыша подшипника скольжения

4.2 Определение напряжений в кривошипной головке шатуна и вкладыше подшипника скольжения от действия сил давления газов, сил инерции и монтажных усилий

4.3 Измерение гидродинамических давлений в несущем масляном слое подшипника скольжения

4.4 Измерение траектории движения центра вала и толщины смазочного слоя

4.5 Задиростойкость подшипниковых материалов

4.6 Усталостные испытания материала вкладышей

4.7 Результаты экспериментальных исследований контактных давлений в слое смазки и его гидродинамики в подшипнике скольжения

4.8 Годовой экономический эффект от внедрения дифференцированного гидродробеструйного упрочнения шатунов транспортных дизелей

4.9 Годовой экономический эффект от внедрения поверхностно-активных веществ в технологию обработки вкладышей подшипников скольжения транспортных дизелей 130 ЗАКЛЮЧЕНИЕ 134 СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

Экономически обоснованное стремление к повышению агрегатных мощностей за счет увеличение параметров термодинамического цикла и частоты вращения коленчатого вала при одновременном улучшении показателей эксплуатационной надежности вызывает необходимость наиболее полного использования всех факторов, влияющих на усталостную прочность, износостойкость и несущую способность конструкции.

В течение последних лет затраты на ремонт машин, работающих в различных областях машиностроения, возросли в 2,5 раза, а наработка на отказ у отремонтированных транспортных дизелей снизилась в 2-3 раза. Снижение эксплуатационной надежности техники, занятой в народном хозяйстве и эксплуатируемой, как правило, круглогодично, приводит к значительному снижению эффективности производства в целом. При этом 40-50% неисправностей приходится на двигатель как энергетический элемент любых машин, а из них около 32,5% отказов от общего количества отказов дизеля составляют неисправности коренных и шатунных подшипников коленчатого вала. И это, несмотря на то, что 75% времени технического обслуживания приходится на двигатель (по данным Ф.Н. Авдонькина, А.С. Денисова и др.).

Главной особенностью подшипников коленчатого вала транспортных дизелей является то, что они работают в условиях динамических деформаций шеек вала и вкладышей под действием знакопеременных меняющихся нагрузок. Так, например, изменение диаметрального размера подшипника при действии максимальных сил инерции превышает половину величины рабочего зазора. Радиальная деформация эквивалентна динамическому изменению кривизны рабочей поверхности подшипника. Это, как правило, приводит к увеличению толщины масляного слоя и, следовательно, к повышению запаса несущей способности подшипника; с другой стороны, - вызывает дополнительные динамические напряжения в материале антифрикционного слоя, снижающие запас усталостной прочности. Силы гидродинамического давления и деформация изгиба кривошипной головки шатуна создает в материале антифрикционного слоя подшипника сложное напряженное состояние. Силы давления вызывают знакопостоянные пульсирующие напряжения сжатия, деформация изгиба - появление тангенциальных знакопеременных напряжений. Таким образом, антифрикционный слой испытывает плоское напряженное состояние, компоненты которого изменяются во времени по сложным законам. В этом случае наступление опасного состояния антифрикционного материала подшипника может быть вызвано различными значениями главных напряжений в зависимости от их взаимосвязи между собой. Каждой взаимосвязи будут соответствовать определенные опасные значения главных напряжений, при которых наступит опасное состояние антифрикционного материала, связанное с возникновением больших начальных остаточных напряжений или поверхностных усталостных трещин. Появление последних вызывает качественно иные гидродинамические силы, создающие расклинивающий эффект, ускоряющий процесс разрушения подшипника.

Актуальность темы определяется необходимостью совершенствования теории и практики технологии поверхностного пластического деформирования применением дифференцированного гидродробеструйного упрочнения (ГДУ) и поверхностно-активных веществ (ПАВ) в подшипниках скольжения, получивших широкое распространение в тяжелом и транспортном машиностроении. Дифференцированное гидродробеструйное упрочнение как один из методов поверхностного пластического деформирования (ППД) позволяет на высоконагруженных деталях из углеродистой и конструкционной стали упрочнить поверхностный слой, активно управлять деформационным упрочнением различных участков поверхности конструкции, что дает возможность существенно повысить равномерность нагружения смежных объемов металла и равнопрочность при усталостном нагружении. Покрытие рабочей поверхности подшипника ПАВ (эффект Ребиндера) как разновидность технологии поверхностного пластического деформирования снижает коэффициент динамичности в масляном слое из-за формирования тонких износостойких пленок из эмульгатора на поверхности контакта подшипника и шейки коленчатого вала. При этом колебательный процесс в масляном слое подшипника полностью демпфируется, повышая его несущую способность и, соответственно, эксплуатационную надежность конструкций.

В работах многих отечественных и зарубежных исследователей отмечается, что напряжения, оставшиеся в поверхностях слоях после ППД, помимо других факторов, тесно связаны с начальными остаточными напряжениями, возникающими в очаге деформации и в прилегающих к нему областях. Среди работ, относящихся к вопросу изучения начальных остаточных напряжений при ППД применительно к условиям ГДУ, выделяются исследования И.В. Кудрявцева, А.Н. Овсеенко, В.В. Петросова, Д.Д. Папшева и других. Однако для условий ГДУ пренебрежение взаимосвязью между дифференцированным упрочнением и начальными остаточными напряжениями приводит к значительным погрешностям. Для расчета начальных остаточных напряжений, определяющих качество упрочнения и запасы усталостной прочности детали приходится решать задачи напряженности конструкции при технологии ППД.

В транспортных дизелях широко применяются разъемные подшипники скольжения с тонкостенными вкладышами, залитыми антифрикционными сплавами. Они имеют значительные преимущества по сравнению с другими видами подшипников скольжения. Тонкостенные вкладыши, имеющие радиальную толщину менее 0,05 наружного диаметра, позволяют разместить подшипники в небольшом пространстве. Вкладыши полностью взаимозаменяемы и не требуют пригоночных работ при сборке.

Возможность изготовления вкладышей с небольшой толщиной антифрикционного слоя увеличивает их усталостную прочность. При изготовлении тонкостенных вкладышей расходуется меньшее количество дорогостоящих материалов.

Несмотря на очевидные преимущества, применение подшипников с тонкостенными вкладышами ограничено. Одной из причин, сдерживающих их распространение, является технологическая сложность их изготовления с необходимой точностью, особенно вкладышей больших размеров (диаметром больше 0,2 м).

При производстве тонкостенных вкладышей из цилиндрических заготовок большие трудности возникают в связи с деформацией основы вкладышей при заливке антифрикционными материалами. Особенно значительны эти трудности при изготовлении вкладышей, заливаемых свинцовистой бронзой.

Перед заливкой заготовку нагревают до температуры 3,88 - 3,95 К, затем заливают свинцовистой бронзой, нагретой до такой же температуры, и охлаждают с наружной стороны интенсивным потоком воздушно-водяной распыленной смеси на специальном приспособлении. Интенсивное охлаждение приводит к тому, что наружные слои заготовки быстро сжимаются, в тоже время как объем внутренних еще остается соответствующим их разогретому состоянию. При этом происходит сжатие материала, следствием чего является уменьшение диаметральных размеров заготовки - усадка, величина которой для вкладышей диаметром 0,200-0,225 м достигает 0,001 м. Неравномерность усадки в разных поперечных сечениях приводит к искажению цилиндрической формы заготовки - конусности, бочкообразное™, корсетности. Так, например, наиболее часто образуется конусность, размеры которой у вкладышей диаметром 0,270 м достигают 0,0015 м. В результате неравномерности нагрева и охлаждения отдельные места заготовки сжимаются быстрее соседних, более горячих. Возникают локальные напряжения, вызывающие коробление заготовки. Коробление в виде овальности наружного базового диаметра заготовки при диаметре вкладышей 0,200-,0225 м достигает 0,002-0,0025 м, при диаметре 0,27 м - 0,0035 м. Искажение стальной основы вкладыша приводит к тому, что в процессе дальнейшей механической обработки не обеспечивается равномерная толщина антифрикционного слоя.

Кроме деформации заготовки, выявляемой непосредственно после заливки, в материале вкладыша образуются большие начальные остаточные напряжения, которые до разрезки биметаллического кольца находятся в уравновешенном состоянии. После разрезки вкладыша на две половины равновесие сил нарушается, уменьшаются диаметральные размеры подшипников. Наибольшая деформация происходит сразу же после разрезки, однако начальные остаточные напряжения полностью не снимаются и уменьшение диаметральных размеров может произойти в результате релаксационных процессов во время последующей механической обработки или при работе вкладыша на дизеле.

Уменьшить влияние деформации на качество готовых вкладышей - одна из наиболее сложных и актуальных задач технологического процесса.

Поставленная задача ограничения и стабилизации диаметра вкладыша в свободном состоянии решается в ОСТ 24.067.40-84 применением операции пластического обжатия его заготовки. Эта операция выполнима в двух вариантах: обжатием круговой заготовки протягиванием через фильеру или обжатием заготовки после разрезки обечайки приложением усилий к стыкам. Пластическое обжатие «нейтрализует» в слоях заготовки вкладыша неопределенную внутреннюю напряженность от предыдущих операций заливки бронзы в стальную основу, правки и механической обработки. После снятия нагрузки за счет различия модуля упругости и предела текучести в слоях формируются начальные остаточные напряжения, что обеспечивает высокую стабильность исходного напряженного состояния вкладыша и его диаметра в свободном состоянии в плоскости стыков. Как и другие технологические операции деформирования (правка, формовка), применяемые при изготовлении вкладышей, пластическое обжатие вызывает наклеп стальной основы, который при работе дизеля способствует старению стальной основы, что сопровождается остаточным уменьшением натяга и диаметра в свободном состоянии. Для исключения этого явления из стадии работы дизеля ОСТом24.067.40-84 предусмотрена искусственная термообработка вкладышей в свободном или заневоленном состоянии до постановки на дизель, чем создается в антифрикционном слое более высокий уровень начальных растягивающих остаточных напряжений, чем при пластическом обжатии.

Способ повышения сжимающих начальных остаточных напряжений в антифрикционном слое при термообработке пластическим обжатием вкладышей начальным заневоливанием и температурной деформацией вкладыша в плоскости стыков при термообработке в свободном состоянии не повышает эксплуатационную надежность и несущую способность подшипника и не препятствует росту трещин.

Вкладыши подвержены суммарному воздействию рабочих, монтажных, температурных и начальных остаточных напряжений. Биметаллический эффект (различие коэффициентов линейного расширения, модулей упругости и пределов текучести) определяет всю сложность взаимодействия основы вкладыша с антифрикционным слоем. Поэтому в диссертации была поставлена и решена проблема, заключающаяся в повышении эксплуатационной надежности подшипников скольжения путем учета комплексного влияния основных действующих факторов в процессе эксплуатации: начальных остаточных, монтажных, рабочих и термических напряжений.

Актуальность работы подтверждается тем, что она является частью исследований, входящих в комплексные научно-технические программы ОАО«Волжский дизель им. Маминых»: 0.13.07 «Создание и освоение производства новых типов двигателей внутреннего сгорания и агрегатов на их базе», а также других целевых комплексных научно-технических программ по развитию сельскохозяйственного и автомобильного двигателестроения.

Цель работы повышение эксплуатационной надежности подшипников скольжения транспортных дизелей путем совершенствования технологии и управления напряженным состоянием дифференцированной гидродробеструйной обработки рабочих поверхностей деталей и минимальной толщиной слоя смазки в условиях применения поверхностно-активных веществ.

Объектом исследования являются подшипники скольжения кривошипных головок шатунов транспортных дизелей 6ЧН21/21 (6ДМ-21А) ОАО «Волжский дизель им. Маминых».

Методы и средства исследования. В теоретических исследованиях использовались методы технологии машиностроения, расчетно-аналитические методы теории упругости, сопротивления материалов и конечных элементов. Экспериментальные исследования базировались на электротензометрии, метрологии, автоматизации научных исследований и приборах «Стресскан» (США - Финляндия) и «ИОН - 4М» при исследовании начальных остаточных напряжений после ППД деталей; на емкостном методе при исследовании гидродинамики подшипников скольжения.

Научная новизна диссертации

1 Теоретическое обоснование технологии дифференцированной гидродробеструйной обработки рабочих поверхностей деталей и подшипников скольжения на основе объяснения влияния напряженного деформационно-силовой обстановки на характер формирования начальных остаточных напряжений на базе современных достижений теории сопротивления материалов на примере стержня разнородной упругости.

2 Математическая модель нагружения масляного слоя подшипников скольжения в условиях поверхностного пластического деформирования путем применения поверхностно-активных веществ.

3 Математическая модель режимов дифференцированного гидродробеструйного упрочнения и применения поверхностно-активных веществ, учитывающая технические и технологические ограничения, которые позволяют активно управлять деформационным упрочнением различных участков поверхности детали и минимальной толщиной слоя смазки в конструкции, что дает возможность существенно повысить равномерность нагружения смежных объемов металла и равнопрочность при усталостном нагружении, а так же снизить коэффициент динамичности в масляном слое на основе расчетных методов анализа динамики нагружения упрочняющей обработки применением ПАВ.

Практическая ценность и реализация результатов работы. На базе теоретических выводов, получивших экспериментальное подтверждение, достигнут переход к эффективному управлению начальными остаточными напряжениями при обработке, определена область наиболее рациональных режимов поверхностного пластического деформирования. Наиболее важные практические результаты получены для упрочняющей обработки наружных поверхностей кривошипных головок, для которых достигалось активное снижение неравномерности результирующих напряжений по сечениям головок в 5-5,5 раз. Предлагаемая технология позволяет снизить материалоемкость изготовления шатуна до 50%, довести коэффициент использования металла до 1^=0,8-0,9, снизить трудоемкость изготовления шатуна на 3-4 нормо-часа, освободить 11-12 фрезерных станков и рабочих, их обслуживающих. Конструкционно-технологические решения, применение ПАВ изменяют условия смазывания в подшипниках скольжения путем демпфирования колебательного процесса и снижения динамики нагружения. Результаты исследования явились основой для создания шатунов и подшипников скольжения, получивших промышленную апробацию. Внедрение результатов исследования осуществлено в ОАО «Волжский дизель им. Маминых» и других организациях при изготовлении деталей с высоким технологическим уровнем и эксплуатационной надежностью.

Научные и практические результаты работы выполнены в соответствии с грантом №НШ-2064.2003.8 Минпромнауки России и использованы в плановых госбюджетных и хоздоговорных научно-исследовательских работах за 20002005 г.г., выполняемых на кафедре «Технология и автоматизация машиностроения» БИТТУ СГТУ по направлению «Разработка научных основ повышения эксплуатационной надежности машиностроительных изделий констру кторско-технологическими методами».

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались:

- на V и VI Российской научной конференции «Векторная энергетика в технических, биологических и социальных системах» (Балаково, 1922.11.2002г. и 17-21.11.2003 г.);

- на Международной научно-практической конференции «Современные проблемы технического сервиса в агропромышленном комплексе» (Москва, 1618.12.2002 г.);

- на Межгосударственном научно-техническом семинаре по двигателям внутреннего сгорания (Саратов, 22-23.05.2003 г.); на ежегодных научно-технических конференциях Саратовского государственного технического университета (2000-2005 г.г.).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 8 работ. Общий объем публикаций составляет 2,85 п.л., в том числе 2,15 п.л. принадлежащих лично автору.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, общих выводов, списка используемой литературы. Диссертационная работа изложена на 145 страницах машинописного текста, содержащей 53 рисунка, 16 таблиц, список используемой литературы включает 100 наименований.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основании теоретических и экспериментальных исследований, выполненных в настоящей работе, можно сделать следующие выводы.

1 Анализ основных опубликованных материалов показал, что в настоящее время проблема технологического обеспечения повышения эксплуатационных свойств подшипников скольжения решается деформационным упрочнением, но имеющийся опыт нельзя привнести на практику без дополнительных исследований.

2 Результаты исследований напряженного состояния в эксплуатационных условиях знакопеременного циклического нагружения с применением МКЭ позволяют более верно судить об эксплуатационной надежности конструкции по критерию усталостной прочности. Показано, что технологические процессы механической обработки, гидродробеструйного упрочнения наряду с микрогеометрией, глубиной и степенью упрочнения элементов шатунов формируют неоднородное силовое поле начальных остаточных напряжений, вызывающих при изготовлении деталей коробление, усталостные трещины. При этом основанием возникновения начальных остаточных напряжений при технологической упрочняющей обработке служат пластическая деформация, микроструктурные и фазовые превращения. С одновременным воздействием силового нагружения в материале деталей усиливается процесс ползучести и, как следствие, релаксация начальных остаточных напряжений. Расчетные методики по определению начальных остаточных напряжений в поверхностном слое стальной основы и в антифрикционном слое вкладыша подшипника скольжения после поверхностного пластического деформирования на примере стержней разнородной упругости позволяют оценить уровень начальных остаточных напряжений после происшедшей пластической деформации.

3 В условиях динамического нагружения масляного слоя подшипника скольжения при применении поверхностного пластического деформирования путем использования поверхностно-активных веществ аналитическим методом решена задача определения необходимой величины минимальной толщины масляного слоя в зависимости от максимального давления цикла, упругости, коэффициента динамической вязкости - параметрах, характеризующих поведение масляного слоя при применении ПАВ.

4 Для проверки достоверности расчета напряженного состояния кривошипной головки шатуна, а также определения среднего напряжения цикла с целью назначения начальных остаточных напряжений при ППД проведена экспериментальная оценка. Сопоставление расчетных напряжений с экспериментальными данными показывает, что разность значений напряжений, полученная тем и другим способами, не превышает 10%, т.е. точность расчета МКЭ лежит в пределах погрешности эксперимента.

5 Разработан и освоен на практике малоотходный метод дифференцированного упрочнения шатунов и вкладышей подшипников скольжения, позволяющий активно управлять ППД различных участков поверхности конструкции, что дает возможность существенно повысить неравномерность нагружения смежных объемов металла и равнопрочность конструкции при усталостном нагружении. Предполагаемая технология позволяет снизить материалоемкость процесса до 50%, довести коэффициент использования материала до Ким=0,8-0,9, снизить трудоемкость изготовления шатуна на 3-4 нормо-часа, освободить 11-12 фрезерных станков и рабочих, их обслуживающих. Изучены и показаны пути повышения эксплуатационной надежности вкладышей подшипников скольжения путем поверхностного пластического деформирования применением поверхностно-активных веществ и композиционного биметаллического материала.

6 Проведена теоретическая оценка начальных остаточных напряжений в поверхностном слое высоконагруженных элементов кривошипных головок шатунов, антифрикционном слое и стальной основе вкладыша подшипника скольжения после поверхностного пластического деформирования. Сравнительный анализ начальных остаточных нагружений на примере кривошипной головки шатуна показывает удовлетворительную сходимость результатов расчета с экспериментальными данными. Анализ эпюр показывает, что при дифференцированном ППД гидродробеструйной обработкой неравномерность распределения результирующих напряжений по отдельным сечениям кривошипной головки шатуна снижается в 5-5,5 раз и, соответственно, повышается равнопрочность и эксплуатационная надежность конструкции по критерию «усталостная прочность».

7 Анализ технического состояния деталей и сборочных единиц дизеля устанавливает возможность их повторного использования. Введение в ремонтную технологию ГДО позволяет нейтрализовать дефектный слой, образованный в процессе работы дизеля, снижающий эксплуатационные характеристики шатунов, а также повысить предел усталостной прочности в областях, подверженных усталостному разрушению. Снижение удельных затрат на ремонт составило 145,6%.

8 Результаты диссертационной работы внедрены в производство и народное хозяйство с годовым экономическим эффектом 21766,46 тыс. руб.

1. А.с. № 179062. Многоместная инерционная установка для испытаний подшипников /А.Б. Курицын // Бюллетень изобретений, открытий и товарных знаков, № 19.1977.-c. 150;

2. А.с. № 1236216. Тонкостенный бесканавочный вкладыш /Косырев С.П., Гребнев В.М.//Бюллетень изобретений, открытий и товарных знаков, № 21.1986.-c.75;

3. А.с. № 1446375. Вкладыш подшипника скольжения высокофорсированного дизеля /Косырев С.П., Ким Ф.Г.//Бюллетень изобретений, открытий и товарных знаков, № 47.1988.-c.73;

4. А.с. № 1530847. Тонкостенный вкладыш подшипника скольжения высокофорсированного дизеля /Косырев С.П., Кочерженко В.Г., Гребнев В.М.//Бюллетень изобретений, открытий и товарных знаков, № 41.1989.-с.132;

5. А.с. № 1657785. Биметаллический материал для подшипников скольжения /Косырев С.П., Ким Ф.Г., Гребнев В.М., Козлов В.Ф.//Бюллетень изобретений, открытий и товарных знаков, № 23.1991.-с.49;

6. Буше Н.А., Подшипниковые сплавы для подвижного состава. М.: Транспорт, 1967.-224 с.

7. Буше Н.А., Мудренко Г.А., Двоекина В.А., Повышение долговечности изделий из сплавов цветных металлов // Труды ВНИИЖТ, 1972, вып.473 -с. 74-77;

8. Буше Н.А., Копытько В.В., Совместимость трущихся поверхностей. М.: Наука, 1981.- 126 с.;

9. Буше Н.А., Гуляев А.С., Двоекина В.А., Подшипники из алюминиевых сплавов. М.: Транспорт, 1984. - с.75-80;

10. Буше Н.А., Трение, износ и усталость в машинах. Транспортная техника. -М.: Транспорт, 1987. 223 е.;

11. Биргер И.А., Расчет на прочность деталей машин: Справочное пособие// И.А. Биргер, Б.Ф. Шорр, P.M. Шнейдерович. М.: Машиностроение, 1969.-459с.;

12. Ваншейдт В.А., Иваноченко Н.Н., Колеров В.К., Справочник «Дизели». -М.: Машиностроение, 1999. 599 е.;

13. Воронов В.Д., Подшипники сухого трения. Л.: Машиностроение, 1979. - 78 е.;

14. Влияние диссипативных и объемных свойств смазочных материалов на эффективность их применения / Д.Г. Громаковский // Химия и технология топлив и масел. 1985, № 11.-е. 37-39;

15. Василевский Б.И., Дискретная модель и граничные условия в расчете шатуна методом конечных элементов / Б.И. Василевский, тр. ЦНИДИ. -Л.: 1997, №259;

16. Григорьев М.А., Долецкий В.А., Обеспечение надежности двигателей. -М.6 Издательство стандартов, 1978. с.301;

17. Дьяков А.К., Подшипники скольжения жидкостного трения. М. Машгиз, 1955.-320 е.;

18. Денисов А.С., Кулаков А.Т., Анализ причин эксплуатационных разрушений шатунных вкладышей двигателя КамАЗ 740 // Двигателестроение. 1981, №9. - с. 37-40;

19. Захаров С.М., Никитин А.П., Загорянский Ю.А., Подшипники коленчатых валов тепловозных двигателей. М.: Транспорт, 1981.179 е.;

20. Захаров С.М., Эрдман В.Ф., Гидродинамический и тепловой расчет подшипников коленчатого вала поршневого двигателя // Вестник машиностроения, 1978, №5. с. 24-28;

21. Зайцев А.К., Основы учения о трении, износе и смазке машин. М. - Д.: Машгиз, 1947.-256 е.;

22. Зундема Г.Г., Эксплуатационные свойства смазочных масел. М.: Гостехиздат, 1957.-е. 21-27;

23. Изотов А.Д., Применение прямых вариационных методов к расчету нестационарно нагруженных цилиндрических подшипников. - Тр. ЦНИДИ, 1978, вып. 73.-е. 5-13;

24. Исследование работы подшипников скольжения на основе анализа траектории центра вала/ Экспресс информация «Детали машин». - М.: 1984, №5.-с. 6-18;

25. Карасик П.П., Прирабатываемость материалов для подшипников скольжения. -М.: Наука, 1975.-е. 135;

26. Косырев С.П., Концентрация напряжений в кривошипной головке шатуна высокофорсированного дизеля и способы ее нейтрализации // Изв. ВУЗов. Машиностроение. 1988, № 11.-е. 77-81;

27. Кузнецов Е.С. Управление технической эксплуатацией автомобилей. -М.: Транспорт, 1990. 272 е.;

28. Клокова Н.П., Тензодатчики для измерения при повышенных температурах. -М.: Машиностроение, 1965. 120 е.;

29. Косырев С.П. Динамическое нагружение кривошипно-шатунного механизма дизелей // Двигателестроение. 1980, № 11. с. 21-23;

30. Кудрявцев И.В., Основы выбора режима упрочняющего поверхностного наклепа ударным способом // Тр. ЦНИИТМАШ, 1965, кн. 108. с. 57-62;

31. Коднир Д.С., Контактная гидродинамика смазки деталей машин. М.: Машиностроение, 1976. - с. 26-30;

32. Коровчинский М.В., Теоретические основы работы подшипников скольжения. М.: Машгиз, 1959. - 404 е.;

33. Крагельский И.В., Трение и износ. М.: Машиностроение, 1968М80 е.;

34. Костецкий Б.И., Трение, смазка и износ в машинах. Киев: Техника, 1970.-385 е.;

35. Каратышкин С.Г., Динамически нагруженные подшипники судовых двигателей внутреннего сгорания. М.: Судостроение, 1968. - 182 е.;

36. Кошкин К., Финкельштейн Э., Липкинд А., Работоспособность шатунных подшипников // Автомобильный транспорт. 1972, № 1.-е. 39-30;

37. Курицына А.Д., Истомин И.П., Композиционные материалы и покрытия на базе фторопласта 4 для сухого трения в подшипниках скольжения. -М.: машиностроение, 1974.-е. 57-61;

38. Лукинский B.C. . Разработка методов обеспечения надежности большегрузных автомобилей на стадии проектирования: Диссертация доктора технических наук. Л.: ЛСХИ, 1985. - 413 е.;

39. A.W.J. Materials research and tribology. TNO, 1971, № 8. p. 445 - 445.;

40. Михайлов A.M., Сопротивление материалов. M.: Стройиздат, 1989. - с. 85;

41. Мошков А.Д., Пористые антифрикционные материалы. М.: Машиностроение, 1968. - с. 34-42;

42. Медвинский М.Д., Трехканальный усилитель типа ПТМП 3 - 55 для измерения толщины масляной пленки в подшипниках жидкостного трения.-Тр. ЦНИИТМАШ, 1958,№9.-с. 18-21;

43. Орлин А.С., Расчет напряженно-деформированного состояния поршней / А.С. Орлин, Н.А. Иващенко, А.В. Тимохин // Известия ВУЗов. Машиностроение, 1977, № 5. с. 73-78;

44. Одинцов Л.Г., Упрочнение и отливка деталей поверхностным пластическим деформированием: Справочник. М.: Машиностроение. 1987.-327 е.;

45. Овсеенко А.Н., Серебряков В.И., Гаек М.М., Технологическое обеспечение качества изделий машиностроения. М.: УМО AM, 2004. -296 е.;

46. Овсеенко А.Н., Клюшин А.Р., Состояние поверхностного слоя лопаточных материалов после различных видов деформированного упрочнения // Тр. ЦНИИТМАШ, 1989, кн. 105.-е. 73-79;

47. Прокопьев В.Н., К расчету опорных подшипников, нагруженных силами, переменными по величине и направлению. Машиностроение, 1978, № 5.-е. 105-108;

48. Партон В.З., Морозов Е.М., Механика упруго-пластического разрушения. -М.: Наука, 1974.-246 е.;

49. Петросов В.В., Упрочнение лопаток газотурбинного двигателя обработкой дробью. // Влияние технологических факторов на качество и надежность лопаток турбин: Материалы совещания. М.: 1962. - с. 138 — 154;

50. Патент РФ № 2133282. Способ стабилизации напряжений в поверхностном слое детали / Косырев С.П. и др. // Бюллетень изобретений, открытий и товарных знаков, № 20. 1999 27 с;

51. Прокопьев В.Н., К расчету подшипников скольжения поршневых машин // Вестник машиностроения, № 3, 1974. с. 20-23;

52. Раков К.М., Буше Н.А., Гуляев А.С. Новые биметаллы для подшипников скольжения // Достижения науки в производстве. М.: Транспорт, 1967. -с. 19-27;

53. Рудницкий Н.М., Рассадин Ю.А„ Курицына А.Д., Изготовление и испытание подшипников с антифрикционным слоем из высокооловянистых алюминиевых сплавов // Тр. НАМИ, 1966, вып. 82. -с. 50-70;

54. Ротенберг Р.В. Основы надежности системы водитель автомобиль -дорога - среда. - М.: машиностроение, 1987. 216 с.;

55. Рекомендации по применению процесса поверхностного упрочнения деталей машин. -М.: Тр. ЦНИИТМАШ, 1981. 14 е.;

56. Снеговский Ф.П., Расчет и конструирование подшипников скольжения. -Киев: Техника, 1974. 123 е.;

57. Суркин В.И., Попов Г.П., Оптимизация параметров шатунного подшипника тракторного дизеля // Двигателестроение. 1984, № 3. с. 4143;

58. Семенов А.П., Савинский Ю.Э., Маталлофторпластовые подшипники. -М.: Машиностроение, 1976. 123 е.;

59. Смелянекий В.М., Механика упрочнения деталей поверхностным пластическим деформированием. М.: Машиностроение, 2002. - 299 е.;

60. Тузов J1.B., Скориков Ю.Т. Чирков И.М., Расчетное определение упругих характеристик подшипников скольжения// Двигателестроение, 1987, № 9. -с. 18-19;

61. Турчин М.И., Электрические измерения неэлектрических величин. М.: Машгиз, 1956.-688 е.;

62. Файнгольд Н.Ш., Аксельрод M.JL, Виноградова И.К., Малогабаритный датчик для измерения давления и температуры масляного слоя подшипников скольжения. М.: НИИИНФОРМТЯЖМАШ: 1971, № 12.-с. 12-14;

63. Рубин М.Б., Бахарева В.Е., Подшипники в судовой технике. JL: Судостроение, 1987.-е. 16-17;

64. Хрущев М.М., Классификация условий и видов изнашивания деталей машин// Трение и износ в машинах. М.: Изд-во АН ССР, 1953, вып. 3. -с. 5-17;

65. Хрущев М.М., Бабичев М.А., Абразивное изнашивание. М.: Наука, 1970. -252 е.;

66. Чистяков В.К., Динамика поршневых и комбинированных двигателей внутреннего сгорания. М.: Машиностроение, 1989. - с. 215 - 216;

67. Чернавский С.А., Подшипники скольжения. М.: Машгиз, 1963. - 238 е.;

68. Ценев В.А., голованов О.И., Тензодатчики с температурной компенсацией для высокотемпературного тезометрирования деталейдвигателей// Исследование работы энергетического оборудования. -Калинин: 1973. с. 71-78;

69. Яковлев В.Ф., измерение деформаций и напряжений в деталях машин. -М.-Л.: 1963.-144 е.;

70. Эффективные методы снижения трения // Машины и механизмы: Обзорная информация / Черметинформация, 1976. 57 е.;

71. Юргенсон А.А., Зелинская Г.И., Металлы быстроходных дизелей и их термическая обработка. -М.: Машиностроение, 1967. 120 е.;

72. Дж. Мейз. Теория и задачи механики сплошных сред. М.: Мир, 1974. -с. 248-257;

73. Metals Handbook, W, Propenties and Selection ofMetals.-1961/-h. 843-851;

74. Hodes E. Outbon von iiblechen Frockenlageru ans Mettals Kunststoff ver bunndwerkstoffen, 1973, № 79;

75. Block H. Les temperatures de surface dan des conditions de graissage sous extreme pression. Congr. mon did du petrol. Paris. Ill, 1937, h. 13-23;

76. Desvaux M. P. E. Development of a high-tin aluminium plain bearing material. Reprinted from Fribology, April, 1972, p. 61-66;

77. Dinger H. Das hydridynamosche Verhalten der Pleuellager. Diss. Stuttgart. Tech. univ., 1955;

78. Grobuschek F., Ederer U. Optimited Engine Bearing Design by Evaluating Performance. Diesel and Cas Turbine Progress Worldwide, October, 1978, p. 19-20;

79. Hahn H.W. New Calculation Methods for Engine Bearings. SAE, Automative Engineering Congress, Paper 660033, 1966, p. 1-21;

80. Holland J. Beitrag zur Erfassung der Schmierverhaltnisse in Verbrennungskraftmaschinen. VDJ Forschungsheft 475, Ausgabe B, Bd. 25, 1959, s. 1-32;

81. Lloud Т. et al. An Jnvestigation into the Performance of Dynamically Loaded Journal Bearings. Theory. Conf. on Lubrication and Wear, Session 1 -Reciprocating Machinery, Paper 6, London, 1967;

82. Mainers K. Beitrage zur Gleitlagerberechnung. Warmeabftihzung und instationarer Betried. VDJ For - Schung., v. 488, 1961;

83. Pinkus 0., Sternlicht B. Theory of Hydrodynamic Lubrication. Mc Graw Book Company, 1961, 465 p.;

84. Warrinez J.F. Thin scell bearings for Medium Speed Diesel Engine und Users Assotiation. Publication 364, February, 1975, 20 p.;

85. Selecting Bearing Materials / Conway Jones J.M., - Bm 367174, - Reprinted from June 1974 North American Edition of Diesel und Gas Turbine Progress;

86. Zimmerman K.D. Uber das Betziebsverhalten von Gleitlagern im Fahrzeugdieselmotor unter besonderer Beriicksichtigung der Lagerkavitation. MTZ, 30, № 1, 1969;

87. Affenzeller J., Thien СБ. Some investigations of the schorter Schank of the big end of a diagonally split connecting rod. -bancelone: CJMAC, 1975. -p. 191-192;

88. Bremi P. Berechung der Spaungen und wichtigsten Deformation an einen Schubstangenkopf mit Hilfe eines electronishen Rechenautomaten // techniche Rundshau Sulzer. 1971. - № 1. - p. 59-64;

89. Chapoux B. Mesures des contraintes dynamiques sur les organs moteur et transmission d'un vechicule automobile // SIA. 1956. - №9. - p. 5-9;

90. Holland J. Beitrog zur Erfassung Schmierver haltnisse in Verbrennungskzaft machinen // VDJ. - Forschungen 475, Diisseldorf. - 1959. - s. 33;

91. Milbauer M., Perla M. Fotoelasticmetrie a priklady jejiho pouziti. Praha. -1961.-s. 17-21;

92. Shanon J.F. damping Jnfluencesin Torsional Oscillation // The Institution of Mechanical Engineers Proceedings. 1935. - Vol.131. - p. 20-24;

93. Sproless E.S., Duguette D.J. The wechanism of material removal in fretting // Wear. 1978. - V.49. - №2. - p. 339-352.

94. В соответствии с изложенным данным актом подтверждается высокая технико-экономическая эффективность от внедрения выполненных исследований.

95. Технический директор -главный конструктор ОАО

96. Волжский дизель им. Маминых»1. Галушкин В.И.

97. Комиссаренко Е.А. «Повышение эксплуатационной надежности подшипников скольжения транспортных дизелей технологическимиметодами».

98. Главный конструктор, доцент1. Главный инженер1. Синчурин Д.В.1. Гончаров М.В.1. Главный специалист1. Корнеев А.Г.