capitolul 2 ra
Post on 15-Apr-2016
247 Views
Preview:
DESCRIPTION
TRANSCRIPT
14
Capitolul 2
UZAREA PIESELOR DE AUTOMOBIL
2.1 Consideraţii generale
Tribologia este ştiinţa care se ocupă cu studiul fenomenelor de interacţiune dintre
suprafeţele în contact, aflate în mişcare relativă una faţă de cealaltă, cu sau fără lubrifiant.
Aflate într-o relaţie strict determinată de tipul cauză efect, frecarea, uzarea şi ungerea
sunt aspecte ale unui fenomen de o deosebită complexitate. Studiul frecării, uzării şi
ungerii face apel la numeroasele ramuri ale ştiinţei, cum sunt fizica corpului solid
(mecanica, rezistenţa materialelor, organe de maşini), cristalografia, fizico -chimia
suprafeţelor, chimia moleculară şi a lubrifianţilor, mecanica fluidelor, termotehnica etc.
Denumirea de tribologie (tribos - frecare; logos - ştiinţă) a fost propusă în anul 1954 de
către savantul englez D. Tabor şi a început să fie utilizată din anul 1966.
Fenomenul frecării, ce apare ca urmare a mişcării relative dintre elementele unei
cuple cinematice, reprezintă o componentă importantă a pierderilor suplimentare de
energie. În afară de acestea, frecarea conduce la modificarea geometriei proprietăţilor
mecanice ale materialelor pieselor conjugate, modificări ce pot duce chiar la scoaterea din
funcţiune a cuplei respective. Prin urmare, frecarea este cauza principală a scăderii
eficienţei mecanice a maşinilor, respectiv a creşterii necesarului de energie în scopul
învingerii rezistenţelor care apar. Modificările menţionate, ca şi rezultatele frecării,
produc uzura cuplelor cinematice ale maşinilor, ceea ce conduce, în final, la funcţionarea
defectuoasă a acestora, la scurtarea duratei lor de exploatare, la pierderi de material etc.
În ultimele două decenii, atât pe plan mondial, cât şi în ţara noastră, au căpătat un
interes deosebit cercetările în domeniul îmbunătăţirii ungerii şi al găsirii de noi materiale
rezistente la uzare sau cu bune proprietăţi antifricţiune. Prin aplicarea rezultatelor
cercetărilor şi a cunoştinţelor tribologice noi, s-au obţinut economii anuale
remarcabile, provenite din prelungirea duratei de funcţionare a maşinilor, reducerea
întreruperilor neplanificate, a înlocuirilor de piese, din economii de lubrifianţi şi
materiale, din reducerea de energie consumată prin frecare, din simplificarea întreţinerii
etc.
În ţara noastră, au fost aplicate cu succes multe din rezultatele studiilor şi
cercetărilor tribologice efectuate. O pondere importantă a acestor aplicaţii revine şi
lagărelor hidrodinamice pentru M.A.I., lubrifianţilor şi a materialelor compuse pentru
frânele şi ambreiajele autovehiculelor. Astfel, prin utilizarea plăcuţelor de frâna din
materiale aglomerate, utilizând lubrifianţi solizi, aditivi chimici adecvaţi şi materiale
rezistente la uzare, sau prin luarea măsurilor corespunzătoare reducerii uzării prin
coroziune a caroseriilor automobilelor, au fost obţinute economii estimate la zeci de
milioane lei. În scopul creşterii fiabilităţii şi a reducerii costurilor de exploatare a
automobilelor, este necesară intensificarea activităţii de cercetare ştiinţifică a
fenomenelor de frecare, uzare şi ungere, precum şi extinderea aplicării rezultatelor
obţinute la fabricarea, întreţinerea şi repararea mijloacelor de transport.
15
2.2 Frecarea şi felurile ei
Frecarea reprezintă procesul de interacţiune moleculară, mecanică şi energetică,
care are loc între suprafeţele de contact în mişcare relativă, în prezenţa sau absenţa unui
lubrifiant, sub acţiunea unei forţe normale de apăsare. Forţa de frecare apare ca o forţă
tangenţială la nivelul suprafeţei de contact dintre două corpuri în mişcare reciprocă,
acţionează întotdeauna în sensul opus mişcării şi este concretizată prin lucrul mecanic
consumat pentru învingerea rezistenţei la mişcare relativă, care generează, de fapt
încălzirea şi uzarea suprafeţelor. Forţa de frecare este rezultatul unui ansamblu de
fenomene ce constituie procesul de frecare. Frecarea, în funcţie de starea de repaus sau de
mişcare a pieselor aflate în contact direct, poate fi: uscată, limită, semifluidă,
elastohidrodinamică şi fluidă. Complexitatea soluţiilor constructive caracteristice
automobilelor face ca, în cadrul acestora, să se întâlnească toate tipurile de regimuri de
frecare -ungere.
2.2.1 Frecarea uscată
Frecarea uscată se caracterizează prin contactul direct, nemijlocit al suprafeţelor
pieselor în mişcare relativă. Între aceste suprafeţe, în afară de peliculele absorbite din
mediul ambiant (molecule de oxigen, azot, apă etc), nu se interpune practic nici un
lubrifiant, drept urmare coeficientul de frecare are valori ridicate. Regimul de frecare
pur uscată este întâlnit la ambreiajele şi frânele automobilelor, doar atunci când
garniturile de fricţiune sunt noi.
Frecarea uscată, în cea mai mare parte a cazurilor, este dăunătoare datorită
efectelor ei principale (încălzire şi uzare) care conduc la scoaterea din funcţionare a cuplei
de frecare (lagăre, piston - segmenţi - cilindru, angrenaje, rulmenţi tec), sau la apariţia şi
întreţinerea unor vibraţii (mişcarea sacadată la ghidajele maşinilor - unelte, preselor ş.a.).
În anumite cazuri, deşi poate fi însoţită de încălzire, vibraţii şi uzare, frecarea este utilă
(ambreiaje, frâne, asamblări cu pană etc).
Suprafaţa de frecare. Suprafeţele de contact ale pieselor cuplelor cinematice,
datorită prelucrării, pot prezenta microasperităţi, care nu pot fi complet înlăturate nici chiar
prin operaţii tehnologice de finisare. Aceste microasperităţi (ondulaţii şi rugozităţi) au o
distribuţie aleatoare şi caracteristici diferite.
Considerând suprafeţele de contact ale unei cuple de fiecare, în cazul contactului
plan (fig. 2.1), se disting următorii parametri geometrici:
- suprafaţa nominală (Sn), reprezentând suprafaţa de frecare delimitată de geometria
de contur a corpului mai mic (A) al cuplei de frecare: Sn=l1l2,
- suprafaţa aparentă (Sa), reprezentând însumarea ariilor de contact a1, a2, a3,..., an
formate de ondulaţiile de prelucrare (abateri de ordinul doi STAS 5730/1-75) adică:
16
n
iina aaaaaS
1321 ... ;
suprafaţa reală de contact (Sr), reprezentând însumarea microsuprafeţelor de contact
c1, c2, ..., cm ale asperităţilor (abateri de ordinul 3 şi 4 sau rugozităţi conform STAS 5730/1-
75), prin care se transmite forţa de apăsare normală:
m
iimr cccccS
1321 ...
Fig. 2.1. Suprafeţele de frecare în cazul contactului plan: A - piesă mică; B - piesa mare a cuplei
cinematice; Sa,- suprafaţa nominală; Sa-suprafaţa aparentă; Sr-suprafaţa reală;a1,a2,...an şi c1 c2,...,cn-
microzone de contact
Cu alte cuvinte, suprafaţa de contact nominală sau geometrică poate conţine
ondulaţii (v. fig.2.1) ce formează pete de contact şi deci o suprafaţă aparentă de contact,
care, la rândul ei, având rugozităţi, formează microzone de contact, care, însumate, dau
suprafaţa reală de contact (Sr<Sa<Sn).
Prin raportarea suprafeţei reale de contact la suprafaţa nominală, se obţine
parametrul adimensional s =Sr /Sn, cu ajutorul căruia se poate aprecia gradul de prelucrare
sau stadiul procesului de rodaj al suprafeţelor în contact.
Mărimea suprafeţei reale de contact depinde de valoarea forţei de apăsare normală N
şi de rezistenţa la deformaţii elastoplastice ale materialelor pieselor cuplei cinematice.
Dependenţa parametrului adimensional s de încărcarea exterioară este prezentată în
tabelul 2.1
Tabelul 2.1
Valoarea sarcinii exterioare
N
Suprafaţa reală de contact
cm2
s =Sr /Sn
2
5
100
500
2.10-4
5.10-4
1.10-2
5.10-2
1/105
1/4.104
1/2.103
1/4.102
Suprafaţa reală sau aparentă de contact a unei cuple cinematice se poate determina
17
prin calcul sau prin măsurători experimentale.
Curba de portanţă. Suprafeţele cu rugozităţi reduse (obţinute prin procedee
tehnologice de superfinisare) au o capacitate portantă mai mare, comparativ cu suprafeţele
mai rugoase. Capacitatea portantă a suprafeţelor în frecare se apreciază prin curba de
portanţe (Abbott -Firstone). Această curbă se obţine prin intersectarea profilului rugos cu
un număr n de plane paralele şi echidistante faţă de un plan de referinţă (de regulă planul
de fund al asperităţilor). Considerând planul i ce intersectează profilul în m zone de
lungimi li1, li2,...lim, care însumate, dau lungimea portantă totală, se obţine
m
jijp lL
1
(fig.2.2).
Fig. 2.2. Construcţia curbei de portanţă
a- profilul suprafeţei; b- curba de portanţă
Pentru a exprima procentul din lungimea L care preia sarcina nominală, curba de
portanţă poate fi reprezentată şi în coordonate adimensionale, în abscisă Lp/L, iar în
ordonată pi /Rmax (Rmax fiind înălţimea maximă a asperităţilor). În figura 2.3 sunt
reprezentate alurile curbelor de portanţă pentru câteva tipuri de prelucrări mecanice din
care rezultă că forma acestora depinde în principal, de tipul prelucrării mecanice a
suprafeţelor.
Fig. 2.3 Forma prelucrării mecanice şi alura curbei de portanţă corespunzătoare acesteia
Teoriile şi legile frecării uscate. Explicarea fenomenului complex, de frecare a
evaluat odată cu dezvoltarea mecanicii corpurilor rigide, cu clarificarea naturii şi
interacţiunile dintre acestea. Astfel, se disting diferite teorii acceptate parţial sau
complementar cu privire la explicarea forţei de frecare uscate, precum şi a consecinţei
frecării - uzarea suprafeţelor. Aceste teorii sunt prezentate succint în tabelul 2.2 şi figura
18
2.4.
Analizând aceste teorii (v. fig. 2.4 şi tab.2.2) şi sintetizând părerile celor mai mulţi
dintre autori, rezultă că forţa de frecare reprezintă o însumare a mai multor componente,
cum sunt cele necesare pentru: forfecarea unor microsuduri ale microasperităţilor metalului
mai dur sau pentru învingerea rezistenţelor la deplasarea şi zgârierea suprafeţelor de către
particulele abrazive; producerea deformaţiilor locale elastice sau plastice şi învingerea
aderenţei suprafeţelor în contact direct; învingerea rezistenţei la frecare în filmul de
lubrifiant etc.
Teorii asupra fenomenelor de frecare şi uzare
Tabelul 2.2
Denumirea teoriei şi
autorii
Ipoteze şi specificaţii ale teoriei Imagine grafică
ilustrată în figura
2.4
l. Mecanică(Parent-
1704)
Forţa de frecare şi uzura sunt
generate prin depăşirea şi
escaladarea microaspentaţilor în
contact nemijlocit
2.4, a şi a1
2. Moleculară (rezultă
din teoriile adezunii
moleculare – Hardy şi
Dereagin – şi a
microjoncţiunilor sau
punţilor de sudură -
Tabor
Forţa de frecare şi uzura sunt generate
prin manifestarea forţelor de adeziune
moleculară şi a rezistenţei la ruperea
punţilor de sudură; ultimele se creează la
823-883 K, cu formarea de compuşi
intermetalici
2.4, b şi b1
3. Deformaţiile elastice
şi plastice
Forţa de frecare este generată de energia
consumată prin deformare elastică,
plastică sau elaso-plastică a asperităţilor
la contactul suprafeţei conjugate
2.4, c şi d
4. Molecular mecanică
(Coulomb şi Marchant)
Forţa de frecare este rezultatul învingerii
forţelor de aderenţă dintre suprafeţe şi al
urcării pe microasperităţi sau prin
asocierea fenomenelor de natură
mecanică, adeziune moleculară şi prin
formarea de microjoncţiuni
2.4, e şi f
5. Energetică cuantică
(Davies, Kuzneţov şi
Fleischer)
Forţa de frecare şi uzarea se produc, în
completarea fenomenelor prezentate
anterior, şi prin trecerea energiei de pe o
suprafaţă de frecare pe alta prin cuante
de energie
2.4,g
6. Electrostatică
(Schnurman şi Walov-
Forţa de frecare se produce prin
transferul de electroni de pe o suprafaţă
2.4, h
19
Davies) de frecare pe alta şi deci crearea unei
anumite diferenţe de potenţial
Fig. 2.4 Modelele fizice ale teoriilor frecării uscate a corpurilor solide:
a, a1 sunt modele mecanice ale forţei de frecare Ffa, generată la urcarea şi respectiv, escaladarea
rugozităţilor; b, b1 - modelele teoriei moleculare de generare a forţei de frecare prin adeziune în
zonele c1,c2,...,cn, şi prin forfecarea microsudurilor S1, S2,...,Sn; c, d - modelele generării forţei de
frecare prin deformaţii elastice de1, de2,...,den şi plastice dp1, dP2,...dpn; e, f- modelele teoriei molecular -
mecanice de generare a forţei de frecare, ca rezultat al unor fenomene mixte - învingerea forţelor de
aderenţă şi de escaladare (ci), microjoncţiunile (Si) şi forfecării (fi); g - modelul fizic al teoriei
cuantelor de energie ei ce trec de pe suprafaţa corpului 2 pe cea a corpului 1, h-modelul fizic al
formării zonelor de potenţial electrostatic, la două suprafeţe de contact; FN- forţa de apăsare normală;
va viteza de alunecare relativă a corpurilor.
Legile frecării uscate au fost enunţate de Coulomb prin continuarea experienţelor
lui Amontos astfel: forţa de frecare este direct proporţională cu sarcina şi independentă
de suprafaţa de contact şi de viteza de alunecare, dar dependentă de natura materialelor în
contact.
Astfel expresia Amontons - Coulomb, valabilă numai în căzui frecării de
alunecare uscate, este: NF aa (2.1)
20
unde: Fa este forţa de frecare la alunecare; a este coeficientul de frecare la alunecare; N
este forţa de apăsare normală.
În cadrul teoriei microjoncţiunilor, Bowden [42, 43] a exprimat forţa de frecare
necesară forfecării microsudurilor prin relaţia :
rra AF ... (2.2)
în care: Ar este aria suprafeţei reale de contact; r este rezistenţa la forfecare a materialului
mai moale.
Ţinând sama de relaţia (2.1) şi amintind că N = Arpc, din relaţia (2.2) rezultă
valoarea coeficientului de frecare de alunecare a dintre suprafeţele metalice uscate în
contact direct:
c
ra
p
(2.3)
unde pc este limita de curgere a materialului mai moale din cupla de frecare uscată.
Comparând expresiile coeficienţilor de frecare de alunecare date de relaţiile (2.1),
obţinut pe baza legii Amontons - Coulomb, şi (2.3), obţinută pe bata legii Bowden -
Tabor, se constată că ele sunt complet diferite. Totuşi, valabilitatea relaţiei (2.3)a fost
confirmată de comportarea la frecare a unor suprafeţe dure (oţel) pe straturi metalice moi
(aliaje antifricţiune) depuse pe un suport mai dur.
S-a constatat că valoarea coeficientului de frecare este dependentă de natura şi
starea suprafeţelor în contact (gradul de finisare, structura fizico - chimică a straturilor
superficiale), distingându-se două feluri de coeficienţi de frecare de alunecare: statici (as)
şi cinetici (ak).
În tabelul 2.3 sunt indicate câteva valori ale coeficientului de frecarea cinetic
pentru regimurile de frecare uscată şi limita - mixtă la diferite cupluri de materiale.
Pornind de la legea lui Amontons - Coulomb (v. rel. 2.1), Bowden, Deriaghin ş.a.
ajung la concluzia că forţa de frecare nu depinde numai de forţa normală şi de coeficientul
de frecare ci şi de un alt termen denumit constanta de gripaj Ag, astfel:
NAF aga (2.4)
Valori ale coeficientului de frecare ak pentru diferite materiale şi regimuri de
frecare
Tabelul 2.3
Materialele cuplei de frecare ak
uscat limită-mixtă
Aluminiu-aluminiu
Alamă-oţel*
Oţel-bronz fosfor
Oţel*-aliaj de Al
Oţel-aliaj Cu-Ni
Oţel*-Fe (sinter)
Oţel**-aiaj Ni
1,50...1,90
0,60...0,80
0,67...0.74**
0,79...1,42
1.17**-...1,23
0,38...0,45
0,43...0,47
0,13...0,25
0,10...0,26
0,09**...0,19
0,09...0,20
0,15...0,29
0,21...0,26
0,19...0,27
21
Oţel**-aliaj Monel
Oţel**-bronz sinterizat
Oţel*-oţel*
Oţel*-oţel**
Oţel-oţel
Fontă-fontă
Fontă-oţel***
Oţel-grafit
Oţel-Cu cu strat de Sn
Oţel-oţel+Pb0
Oţel oţel+MoS2
Ferodou-oţel
1,30...1,33
0,90...0,99
0,26...0,31
0,60
1,00
0,35...1,20
0,13...0,18
0,18...0,60
0,08...0,10
0,15...0,18
0,23...0,25
0,04...0.08
0,30...0,40
0,16...0,24
0,14...0,15
0,11...0,25
0,10...0,21
0,16...0,21
0,10...0,25
0,10...0,250,10...0,15
0,10...0,20
-
0,08...0,10
-
-
- Observaţii: - Datele funcţie de aliaj, viteză şi, respectiv, lubrifiant,
-* 0,95- 1,1 % C; 0,25 - 0,45 %Mn; 1,3-1,6 % Cr; 0,2-0,35%Si;
-**0,08-0,20% C;max.2% Mn;17-19% Cr;8-10% Ni;max. l% Si;
-***ak scade la 0,06 (uscat) la v = 30 m/s;
-**** frecare bună la 600° C.
Valoarea constantei de gripaj Ag depinde de natura suprafeţelor în contact. Un
model al frecării uscate mai apropriat de cazul real este acel acceptat de Holm [42, 43] care
consideră că forţa de frecare la alunecare are forma:
dedpfmfasa FFFFF
unde: Ffas este componenta adeziunilor şi a punţilor de sudură la suprafaţa de contact; Ffm
este componenta de forfecare a microrugozităţilor în interacţiune; Fdp forţa de deformare
plastică; Fde forţa de deformare elastică (fig. 2.5).
Fig. 2.5 Contactul a două suprafeţe în mişcare relativă cu-diferite solicitări şi comportări ale
microzonelor de ccontact
1,2 - cele două suprafeţe de contact; S1, S2 - puncte de sudură; ad1 - punct de adeziune; dp1 - punct de
deformare plastică, de1 - punct de deformare elastică; fr1, fr2 - microzone de forfecare a
microrugozităţilor; N - forţa de apăsare normală; Va - viteza relativă.
Aşadar, forţa de frecare depinde de un mare număr de factori, cum sunt: sarcina
normală, viteza de alunecare, felul contactului, calitatea şi rugozitatea suprafeţelor
conjugate, natura materialelor în contact, caracterul rigid sau elastic al deformaţiilor,
temperatura acestora, prezenţa lubrifiantului sau a impurităţilor etc. Coeficientul de frecare
22
depinde, în principal - aşa cum s-a menţionat anterior - de natura şi starea suprafeţelor în
mişcare relativă.
În practică, atât randamentul mecanic al cuplelor de frecare din construcţia
automobilelor, cât şi intensitatea fenomenului de uzare a suprafeţelor în contact direct sunt
influenţate de valoarea forţelor de frecare, motiv pentru care este necesar să se acţioneze în
sensul micşorării coeficienţilor de frecare la alunecare, rostogolire sau pivotare.
Dimpotrivă, atunci când fenomenul de frecare este utilizat pentru transmiterea unor
cupluri motoare (ambreiaje cu fricţiune) sau rezistenţe (frâne), valoarea coeficienţilor de
frecare trebuie să fie cât mai mare.
2.2.2 Regimurile de frecare în prezenţa lubrifiantului
În construcţia şi funcţionarea automobilului, frecarea uscată nu este singurul regim
producător de uzură, deoarece, în anumite condiţii, chiar în prezenţa lubrifiantului poate
avea loc contactul direct al microasperităţilor suprafeţelor conjugate.
Astfel, se întâlnesc următoarele tipuri de frecare şi lubrificaţie la care poate apărea
uzura: frecarea limită (onctuoasă prin aderenţă sau semiuscată); frecarea semifluidă
(mixtă); frecarea elasto-hidrodinamică (EHD) şi frecarea fluidă (hidrodinamică,
gazodinamică, magnetohidrodinarnică). Regimul de frecare fluidă realizează cel mai mic
coeficient de frecare şi deci o intensitate de uzare foarte redusă.
Regimul de frecare limită se realizează atunci când suprafeţele în frecare sau
porţiuni ale acestora sunt separate printr-un film de lubrifiant atât de subţire, încât efectelor
hidrodinamice li se substituie fenomenele fizico - chimice legate de natura şi interacţiunile
lubrifiantului şi a suprafeţelor pe care le separă. Stratul de lubrifiant dintre suprafeţele în
frecare nu este continuu, deoarece chiar pe suprafeţele foarte fin prelucrate există
microasperităţi care străpung această peliculă foarte subţire (fig. 2.6 a).
Fig. 2.6 Schema contactului a două suprafeţe în regim de frecare limită. Detaliu A - straturile
moleculare adsorbite sau chemisorbite; B, C - suprafeţele în contact ale cuplei cinematice: a -
reprezentarea schematică a unei microzone de contact; 1 - zonă nelubrifiată; 2 - zonă lubrifiată ca strat
continuu; 3 - zonă lubrifiată cu străpungere; 4 - zonă lubrifiată cu mai multe străpungeri; b - formarea
stratului de lubrifiant între suprafeţele de frecare prin fenomene de natură chimică.
Stratul de lubrifiant care separă suprafeţele elementelor unei cuple de frecare este
23
alcătuit dintr-un număr redus de molecule, formate prin acţiunea unor fenomene de natură
fizică (adsorbţia) sau chimică (chemosorbţia) împiedicând contactul direct metal pe metal
(fig. 2.6 b) sau chiar gripajul. În cazul frecării limită, stratul de lubrifiant format pe
suprafaţa în frecare este legat de aceasta prin puternice forţe de adeziune moleculară (de
unde şi numele de frecare prin aderenţă). Grosimea straturilor de molecule adsorbite pe
suprafeţele metalice, care împiedică contactul direct, variază între 0,1 - 0,2 m.
Regimul limită, caracteristic unor cuple de frecare din construcţia automobilelor
care lucrează în condiţii grele (supapă - ghid, tachet - lagăr etc), are o importanţă practică
deosebită, deoarece, în raport cu frecarea uscată, deşi micşorează coeficientul de frecare
"numai de câteva ori", intensitatea uzării suprafeţelor se reduce "de mii de ori". Regimul de
frecare limită reprezintă un fel de barieră împotriva uzurii. În aceste condiţii se recomandă,
fie folosirea unor uleiuri cu aditivi de onctuozitate şi extremă presiune sau a unor
lubrifianţi solizi (grafitul, bisulfura de molibden), fie acoperirea suprafeţelor de lucru a
cuplei de frecare cu un strat depus chimic (oxid sau sulfură metalică).
În cazul frecării limită, forţa de frecare este dată de relaţia:
emf AAF 1 (2.6)
în care: este partea din aria totală reală de contact care revine contactului metal - metal;
A este aria reală totală a zonei de contact; m este rezistenţa la forfecare a microjoncţiunii
solid - solid; e este rezistenţa la forfecare a zonei de contact în dreptul stratului de
lubrifiant.
Ţinând seama că N = Apc, rezultă că valoarea coeficientului de frecare limită:
c
e
c
mf
ppN
F
1 (2.7)
Valorile coeficientului de frecare de alunecare în cazul frecării limită depind de
caracteristicile fizico - chimice ale materialelor şi lubrifiantului, de viteză, sarcină
exterioară, temperatură etc. În tabelul 2.4 sunt date valorile coeficienţilor de frecare
caracteristice regimului de frecare limită pentru diverse cupluri de materiale şi diverşi
lubrifianţi utilizaţi.
Influenţa materialului asupra valorilor coeficienţilor de frecare în regim de frecare
limită
Tabelul2.4
Materialele cuplei de
frecare (sau tipul
acesteia)
Lubrifiant ak Observaţii
Oţel/oţel, fontă,
bronz, aliaj
antifricţiune
Ulei mineral O,10...0,16 Strat molecular
Idem Acizi graşi 0,05...0,12 Funcţie de starea de
agrgare
Oţel/oţel Acid stearic, Iauric 0,10...0,11 -
Oţel/Cu Acid stearic, Iauric 0,09 -
24
Oţel/Mg Acid stearic, Iauric 0,07 -
Oţel/Cd Acid stearic, Iauric 0,06 -
Oţel/Zn Acid stearic, Iauric 0,05 -
Regimul de frecare semifluidă (mixtă) apare la limita frecării fluide, atunci când
suprafeţele conjugate ale cuplei de frecare prezintă un anumit grad de rugozitate. Deşi
filmul de lubrifiant are o grosime corespunzătoare ungerii fluide, el se întrerupe temporar,
datorită atingerii vârfurilor proeminente ale microasperităţiior, apărând, pentru scurt timp,
contactul direct între suprafeţe (fig. 2.7).
Fig. 2.7 Schema contactului a două suprafeţe în regim de frecare semifluidă (a) şi fluidă(b). Detaliul A -
regimul de ungere onctuoasă (limită): c.d. - contact direct; r.o. - regim onctuos; u.f. - ungere fluidă.
Detaliul B -ungere fluidă şi straturi adsorbite.
În regimul de frecare semifluidă (mixtă), pot apărea simultan trei situaţii (v. fig.
2.7): contactul direct al vârfurilor mai proeminente ale asperităţilor celor două suprafeţe;
regimul onctuos şi regimul de ungere fluidă.
Acest regim de frecare este caracteristic pornirii şi opririi motoarelor de automobil
când pelicula de lubrifiant nu s-a format încă (exemplu cupla fus-lagăr) sau când viteza
scade foarte mult, schimbându-se şi sensul mişcării (exemplu cupla piston - segmenţi -
cilindru în zona punctelor moarte).
Aşadar, regimul de frecare semifluidă (mixtă) nu este un regim de funcţionare
normală a cuplelor de frecare, ci unul tranzitoriu, a cărui durată trebuie să fie cât mai
redusă.
Stabilirea condiţiilor şi zonelor regimurilor de frecare (ungere) limită şi mixtă se
face cu ajutorul curbelor de tip Stribek (fig. 2.8). Aceste curbe reprezintă variaţia
coeficientului de frecare alunecare a şi a grosimii filmului de lubrifiant h în funcţie de
sarcină, viteză şi vâscozitatea dinamică a lubrifiantului, respectiv funcţie de raportul v/N.
25
Fig. 2.8 Curba lui Stribeck: A - regim de frecare uscată sau limită; B - regim de ungere mixtă; D - regim de
ungere onctuoasă; C - (ramura DH) - regim de ungere hidrodinamică.
Din analiza curbelor din figura 2.8, se constată că, pentru o anumită stare de
rugozitate a suprafeţelor unei cuple cinematice (exemplu fus-lagăr), odată cu creşterea
vitezei periferice se trece din regimul de frecare uscată sau limită (zona punctului A) în cel
mixt (zona punctului B) caracterizat prin prezenţa contactelor directe dintre suprafeţe.
Zona punctului D, definită prin forţe tangenţiale minime, corespunde regimului de
lubrificaţie onctuos în care coeficientul de frecare are cea rnai mică valoare amin. Crescând
în continuare viteza periferică a fusului, creşte şi coeficientul de frecare, trecându-se în
regimul de ungere hidrodinamică (ramura DH a curbei), caracterizat prin separarea
completă a suprafeţelor în frecare, printr-un film continuu şi prin dependenţa forţelor de
frecare numai de parametrii hidrodinamici.
De asemenea, se constată creşterea grosimii peliculei de lubrifiant cu raportul v/N,
creştere foarte rapidă în domeniile valorilor reduse ale acestui factor.
Determinarea valorii turaţiei minime corespunzătoare limitei dintre regimul de
frecare hidrodinamică sau onctuoasă şi regimul semifluid se obţine cu expresia:
min/min rotVC
Nn
T (2.8)
în care: N este sarcina totală pe lagăr, în N; T este vâscozitatea dinamică la temperatura T,
în Pa x s; V este volumul alezajului lagărului, în m3; C este parametrul constructiv (pentru
lagărele arborelui cotit C = 1....2).
Relaţia (2.8) poate fi utilizată şi la determinarea turaţiei minime necesare la pornirea
motorului astfel încât în cuplele fus - lagăr palier sau maneton să se realizeze, cel puţin,
regimul de ungere semifluid.
Regimul de frecare elastohidrodinamic (EHD) se caracterizează prin existenţa unei
pelicule subţiri şi continue de lubrifiant în zona contactului liniar sau punctiform între
suprafeţele conjugate, în condiţiile unor încărcări dinamice foarte mari (lagăre de
rostogolire, angrenaje).
Fenomenele complexe care apar în cadrul regimului de frecare EHD sunt explicate
prin deformaţiile elastice ale suprafeţelor de contact, ca urmare a sarcinilor exterioare şi
26
presiunilor hidrodinamice ridicate, şi prin modificările ce intervin în vâscozitatea şi
aderenţa lubrifiantului.
Astfel creşterea vâscozităţii datorită presiunii şi aplatizarea suprafeţelor prin
deformare elastică duc la reţinerea lubrifiantului în zona de contact şi deci la formarea unor
filme mult mai groase decât cele din cazul ungerii hidrodinamice.
Aşa se explică faptul că, în cazul acestui regim de frecare, se asigură o ungere
corespunzătoare, fluidă, la angrenajele şi rulmenţii greu încărcaţi, în condiţii de uzare
relativ redusă.
Grosimea minimă a filmului de lubrifiant pentru realizarea ungerii EHD este dată de
relaţia:
mRVh e5,0
min 035,0 (2.9)
în care: este vâscozitatea lubrifiantului, în Pa x s; Ve = V1 + V2, V1,2 sunt vitezele
tangenţiale, în m/s; R este raza echivalentă, R = R1R2/(R1+R2) (Rl,2 sunt razele de curbură
ale suprafeţelor în contact, în m).
În domeniul EHD, variaţia grosimii minime a fluidului de lubrifiant cu sarcina este
lentă (fig.2.9).
Presiunea maxima de contact [Pa]
Fig. 2.9 Dependenţa grosimii peliculei de lubrifiant şi a regimului de ungere de presiunea de contact
Firma suedeză SKF în urma cercetărilor efectuate exprimă producerea diferitelor
regimuri de ungere prin parametrul adimensional a filmului de lubrifiant Xh definit
astfel:
minh
X h (2.10)
unde: 5,022
21 , iar 1,2 reprezintă abaterile medii pătrate ale înălţimilor
asperităţilor suprafeţelor în contact.
Astfel, regimul de ungere EHD, în limitele sale normale, poate fi asigurat dacă
Xh 3...4. S-a constatat experimental că sub anumită grosime minimă a filmului de
lubrifiant, suprafeţele de frecare, în contact se vor degrada sub diferite forme, astfel:
Xh < 1 este un regim de frecare limită sau uscată; se va produce uzarea adezivă şi
abrazivă;
Xh = 1... 1,5 este un regim de frecare mixtă; pot apărea lustruiri, ciupituri,
27
exfolieri;
Xh = 1,5...3 este un regim de frecare parţial EHD; apar pete lucioase pe
suprafeţele de frecare.
Regimul de frecare EHD este specific condiţiilor de funcţionare a angrenajelor şi
rulmenţilor din construcţia cutiilor de viteze, reductoarelor şi diferenţialelor
automobilelor.
La funcţionarea angrenajelor, este posibil, pentru aceeaşi pereche de dinţi în
contact şi acelaşi lubrifiant, în cazul variaţiei vitezei şi sarcinii, să se producă mai multe
regimuri de frecare (fig. 2.10).
Fig. 2.10 Diferite regimuri de frecare pe acelaşi flanc al dintelui unui angrenaj:
a - viteze mici şi încărcări mari; b - viteze mari şi încărcări mici; p - punct de rostogolire; S1,2 - punctele
da intrare şi de ieşire din angrenare; E1,2 - punctele de angrenare unipară.
Regimul de frecare (ungere) fluidă se caracterizează prin existenţa unui film
continuu de lubrifiant care separă suprafeţele de frecare, împiedecând contactul direct
dintre acestea, în timpul mişcării. Separarea teoretic perfectă a celor două suprafeţe în
frecare este deosebit de avantajoasă, având drept consecinţă diminuarea considerabilă a
uzurii.
Pelicula de lubrifiant se realizează fie prin efecte hidrodinamice generate de
mişcarea relativă a suprafeţelor de frecare, fie prin introducerea cu presiune din exterior a
fluidului între suprafeţele cuplei de frecare (efecte hidrostatice).
Condiţia necesara pentru realizarea regimului de frecare (ungere) fluidă este ca
grosimea minimă a peliculei de lubrifiant să fie suficientă pentru a împiedica contactul
microasperităţilor suprafeţelor respective.
Conform modelului de studiu, al regimului hidrodinamic de lubrificaţie (fig. 2.11),
pelicula de lubrifiant este formată dintr-o zonă centrală h0, mărginită de alte două zone
exterioare h1. În zona centrală, curgerea lubrifiantului este, în general, laminară, iar
alunecarea se realizează prin frecarea între particulele lichidului de ungere. În zonele
periferice ale peliculei se formează straturile de aderenţă a lubrifiantului la suprafaţa de
frecare.
28
Fig. 2.11 Modele de studiu ale regimului de ungere hidrodinamică: a - suprafeţe plane; b - suprafeţe
cilindrice; C1,2 - suprafeţe în contact; vl,2 - viteze corespunzătoare acestora.
Moleculele din straturile adsorbite vor avea viteza de deplasare egală cu cea a
suprafeţelor de care aderă, adică, în cazul suprafeţei C1, lubrifiantul are viteza V1, iar în
cazul suprafeţei C2, viteza V2 = 0 (v. fig. 2.11, a).
S-a constatat experimental că, pentru a se realiza frecarea (ungerea) fluidă, în cazul
suprafeţelor perfect netede, este suficientă o grosime minimă a peliculei de lubrifiant
htmin=0,1...0,2m. În practică, orice suprafaţă prelucrată chiar prin operaţii de superfinisare
prezintă asperităţi. Ţinând seama de acestea, condiţia necesară pentru realizarea frecării
hidrodinamice este ca;
ot
t
hRRh
RRh
max2max1min
max2max1min (2.11)
unde: R1,2 max sunt înălţimile maxime ale asperităţilor celor două suprafeţe; ho este distanţa
dintre vârfurile asperităţilor; htmin este grosimea teoretică minimă a peliculei de lubrifiant
(v. fig. 2.11, b).
Forţa de frecare în cazul frecării (ungerii) fluide, rezultată prin frecarea dintre
particulele de lubrifiant, are expresia:
NhvAF f / (2.12)
în care: este vâscozitatea dinamică, în Pa x s; v este viteza relativă de deplasare a
straturilor vecine situate la distanţa h în m/s; A este aria suprafeţei în contact în m2; h este
distanţa dintre cele două suprafeţe, în m.
Relaţia (2.12) arată că lege lui Coulomb - stabilită pentru frecarea uscată nu poate
fi acceptată pentru determinarea coeficientului de frecare în lagăre cu ungere
hidrodinamică.
Coeficientul frecării fluide se determină cu relaţia:
29
m
cr
m
f
p
cKK
pN
F
30
(2.13)
în care: este viteza unghiulară a fusului, în rad/s; pm este presiunea specifică medie dintre
cele două piese, în N/m2; este jocul relativ, = (D-d)/D = j/D; K este funcţie scalară
dependentă de raportul l/d şi ; ncr este turaţia minimă a arborelui, în rot/min.
Relaţia (2.13) conduce la concluzia că, pentra o vâscozitate şi o presiune date,
ungerea hidrodinamică va fi asigurată dacă turaţia arborelui este mai mare decât o turaţie
minimă ncr. Ţinând seama de dificultăţile determinării cu precizie a lui K, valoarea
coeficientului de frecare se obţine, cu suficientă aproximaţie, utilizând relaţiile:
113
pm C
pentrup
(2.14)
11
3 pm C
pentrup
(2.15)
unde CP = /pm 2 este coeficientul de portantă.
Condiţia necesară pentru menţinerea frecării lichide este formarea şi menţinerea unei
pene de lubrifiant plasată înaintea piesei mobile. Această condiţie este îndeplinită
întotdeauna de fusul cilindric orizontal montat cu joc în cuzinet (fig. 2.12) (exemplu fusul
palier sau maneton al arborelui cotit al M.A.I. lubrificat sub presiune).
Fig. 2.12 Formarea penei de lubrifiant în cazul fusului palier sau maneton de la arborele cotit al M.A.I.
Grosimea stratului de lubrifiant în cupla fus - lagăr determinată de mărimea
presiunii hidrodinamice din pelicula de lubrifiant, este cu atât mai mare cu cât turaţia
fusului şi vâscozitatea lubrifiantului sunt mai mari. Rezultă că, la pornirea motorului sau
în cazul utilizării unor lubrifianţi cu vâscozitate redusă, în ajustajul fus - cuzinet, nu se
poate asigura frecarea hidrodinamică, ci doar un regim limită de lubrificaţie.
În cazul lagărelor M.A.I., sarcinile maxime, acţionând un timp foarte scurt,
generează un fenomen specific prin expulzarea lubrifiantului (squeeze), capabil să
mărească portanţa filmului lubrificat în acel moment. De o importanţă deosebită în
producerea acestui fenomen, cu efecte favorabile privind frecările şi uzura, sunt
30
proprietăţile reologice ale lubrifiantului, respectiv timpul de relaxare al acestuia.
Grosimea minimă critică a peliculei de lubrifiant, în condiţiile asigurării unui
coeficient minim de frecare în regim hidrodinamic, se determină cu relaţia:
mp
nK
p
n
cj
dh
mmcr
63,18
2
(2.16)
în care: d este diametru fusului, în m; n este turaţia arborelui, în 1/s; este vâscozitatea
dinamică a lubrifiantului, în Pa x s; pm este presiunea medie pe suprafaţa de frecare, în
N/m2; j este jocul diametral dintre piese, în m; c este coeficient [c = (d+l)/l; l este
lungimea lagărului în m].
Regimul de frecare (ungere) fluidă este specific condiţiilor dinamice din cuplele
cinematice de tipul fus - lagăr, piston - segmenţi - cilindru etc. din construcţia M.A.I. de
automobil.
2.2.3 Frecarea în regimul alunecării intermitente (stiek - slip)
Apariţia unor mişcări sacadate, intermitente, la deplasarea cu viteze mici de
alunecare a două suprafeţe rugoase uscate sau în condiţiile regimurilor limită ori mixte
de frecare este cunoscută sub denumirea de alunecare cu intermitenţe (STAS R 8069-
67).
Deoarece, la viteze mai mari, se manifestă sub forma unor mişcări vibratorii,
forma respectivă a mai fost denumită şi alunecare cu autovibraţii.
Alunecarea cu intermitenţe este întâlnită frecvent în exploatarea automobilelor în
procesele de ambreiere şi de frânare, precum şi la mişcarea alternativă a cuplei piston -
segmenţi -cilindru.
Instalaţiile experimentale pentru studiul alunecării intermitente (fig. 2.13, a)
constau, în general, dintr-un sistem elastic 3 de rigiditate K, o cuplă de frecare formată
din elementele 1 şi 2, un sistem de antrenare şi aparatura de măsurare.
La apariţia mişcării cu intermitenţe, se poate măsura tensiometric variaţia forţei de
frecare prin variaţia săgeţii x a sistemului elastic 3 şi, respectiv, a deplasării cuplei de
frecare 1-2.
Piesa mobilă 1 este antrenată cu o viteză de alunecare constantă va pe piesa -
suport 2, de un sistem mecanic exterior. La viteza de alunecare va = 0, între
microasperităţiile de pe suprafeţele în contact 1 şi 2, datorită sarcinii N, se produc
microjoncţiuni şi astfel acţionează o forţă de frecare statică Ffs a cărei valoare este :
NF sfs (2.17)
Din figura 2.13, b se observă că, în perioada t0 – t1, în prezenţa forţei Ffs când
piesele sunt lipite (perioada de stick), acestea se deplasează împreună cu viteza de
alunecare va, iar arcul 3 este deformat în direcţia mişcării cu săgeata x1, astfel:
k
Nx s1 (2.18)
31
Fig. 2.13 Modelarea mişcării sacadate a - schema instalaţiei experimentale pentru studiul alunecării
sacadate; b - variaţia forţei de alunecare în timp, în cazul mişcării sacadate; 1 - piesă mobilă; 2 - piesă
- suport; 3 - arc; 3' - amortizor.
Forţei Ffs i se opune forţa elastică din arc Fe şi în momentul ti când Fe < Ffs, adică
atunci când Fe = x1k > FfS = sN, piesa 2 se desprinde, deplasându-se în sens contrar vitezei
va, rezultând o perioadă de alunecare (slip) corespunzătoare intervalului t1 - t2. Viteza
medie de alunecare depăşeşte viteza de antrenare va, adică vai >> va.
După perioada (t1 – t2) < (t0 – t1) în momentul t2, va = 0 şi cupla de frecare se află
într-o nouă perioadă de lipire t2 – t3 şi astfel procesul continuă.
Coeficienţii de frecare statică as corespund perioadei de lipire, iar cei cinetici ak,
perioadei de alunecare.
2.3 Tipuri de uzare
Deşi, în ultimele decenii, s-a înregistrat un mare progres în cunoştinţele asupra
uzurii, totuşi nu s-a putut fundamenta încă o teorie general valabilă a uzării, din cauza
fenomenelor multiple şi complexe ce au loc şi care nu permit întotdeauna separarea lor.
Procesul de uzare reprezintă un fenomen complex, distructiv, de natură fizico -
chimică, care are ca efect principal producerea uzurii. Procesul distructiv al suprafeţelor
pieselor poartă denumirea de proces de uzare, iar consecinţa (rezultatul) acestuia este uzura
suprafeţelor (STAS R 8069-67).
În privinţa tipurilor de uzare şi a explicării procesului care le-a generat nu există un
acord unanim.
Pentru uşurarea înţelegerii şi studierii fenomenelor care intervin în timpul uzării, s-
au propus diverse clasificări ale tipurilor de uzare în raport cu procesele care se desfăşoară
în timpul frecării suprafeţelor în contact. Analizând criteriile de bază pentru clasificarea
32
tipurilor de uzare, printre care: formele de interacţiune ale suprafeţelor, modificarea
straturilor superficiale, fenomenele şi legile care guvernează procesul de uzare, efectele
procesului de uzare etc, rezultă cinci tipuri fundamentale de uzare, care pot apărea atât la
frecarea uscată, cât şi în prezenţa lubrifianţilor: uzarea de aderenţă; de abraziune; de
oboseală; de coroziune şi de impact.
În practică, la funcţionarea cuplelor de frecare, se întâlnesc combinaţii ale acestor
tipuri principale de uzare şi separat numai în cazuri speciale.
2.3.1 Uzarea de adeziune
Acest tip de uzare apare în toate formele de frecare atunci când suprafeţele
conjugate nu mai sunt separate complet de lubrifiant, adică în momentul când ungerea este
întreruptă din diferite motive: lubrifiant insuficient (la pornirea motorului), defecţiuni ale
instalaţiei de ungere, condiţii de funcţionare specifice cuplei respective (piston - segment -
cilindru, camă - taehet); utilizarea unui lubrifiant necorespunzător în raport cu jocul, viteza
şi încărcarea cuplei etc.
Uzarea de adeziune este rezultatul acţiunii simultane a componentei de natură
mecanică şi a celei determinate de forţele moleculare.
Uzarea de adeziune este generată de sudarea şi forfecarea punţilor de sudură dintre
microzonele de contact ale suprafeţelor cuplei de frecare, în mişcare relativă. Ea se
caracterizează printr-un coeficient de frecare ridicat şi o valoare mare a intensităţii uzării.
Microjoncţiunile apar ca urmare a faptului că suprafeţele metalice, chiar şi cele mai
fin prelucrate, prezintă numeroase asperităţi, care, la contactul direct dintre suprafeţe,
suportă pe vârful lor sarcini foarte mari. Sub efectul acestor forţe excesive, asperităţile
suferă o deformare plastică, care încetează atunci când suprafaţa reală de contact devine
suficient de mare ca să suporte sarcina respectivă. Deformarea plastică este însoţită de cele
mai multe ori de formarea microsudurilor punctiforme între vârfurile asperităţilor opuse.
Forţa de frecare rezultă din efortul ce trebuie depus pentru forfecarea acestor microsuduri,
prin deplasarea relativă a suprafeţelor.
Mecanismul uzării de adeziune este reprezentat în figura 2.14. Dacă microsudurile
au aceeaşi rezistenţă la rupere ca materialele cuplei de frecare sau mai mică, atunci ruperea
se va face chiar la nivelul sudurii. Dacă, însă, rezistenţa lor este mai mare decât a
materialelor cuplei, atunci ruperea se va produce fie în suprafaţa mai moale, cu transfer de
material de pe o suprafaţă pe cealaltă, fie în ambele suprafeţe cu eliberarea particulelor de
uzură.
Rezultă că, în funcţie de natura materialelor cuplei de frecare, de valorile sarcinilor,
vitezelor de alunecare şi a temperaturilor, procesul de uzare adezivă poate evolua diferit, de
la îmbunătăţirea calitativă a suprafeţelor (la rodaj), până la degradarea lor, printr-un
mecanism autoaccelerator care conduce în final la griparea suprafeţelor de frecare şi deci la
scoaterea cuplei din funcţionare.
33
Fig. 2.14 Schema microjoncţiunilor (1) şi a forfecării acestora (II şi III)
Pentru a explica procesul de uzare adezivă, Holm [28, 29] a elaborat teoria
interacţiunii atomice. El a emis ipoteza că uzura este determinată de interacţiunea atomică
a materialelor celor două suprafeţe în contact. În acest caz, intensitatea uzării depinde de
numărul întâlnirilor interatomice, iar uzura liniară poate fi exprimată prin relaţia:
HB
NzIu (2.19)
în care; Iu este înălţimea stratului uzat, raportată la unitatea de lungime de frecare la
alunecare; z este probabilitatea de îndepărtare a unui atom de pe suprafaţă, la întâlnirea lui
cu alţi atomi; N este sarcina; HB este duritatea stratului respectiv.
Archard şi Hirst [42, 43] au evidenţiat faptul că microsuprafaţa trebuie să fie de mai
multe ori solicitată pentru a se deteriora. Ei au subliniat faptul că, prin natura probabilistică
a coeficientului de uzură, există o diferenţă netă între uzare şi frecare. Astfel, în timp ce
toate asperităţile ariei reale care vin în contact contribuie la frecare, numai o parte din ele
contribuie la uzare. În acest caz intensitatea uzării (după Archard) este dată de relaţia:
e
fu
p3
NLKV (2.20)
în care: Vu este volumul de material uzat; Lf este lungimea de alunecare; N este sarcina; pe
este presiunea la curgere a materialului mai moale.
Deoarece peHB/3, relaţia (2.20) se poate scrie în funcţie de duritatea materialului,
sau dacă se înglobează toate constantele în coeficientul Ku, rezultă:
fuu NLKV (2.21)
Deci, teoria lui Archard, confirmată prin rezultate experimentale, admite că uzura
este direct proporţională cu lungimea de alunecare şi cu sarcina (fig. 2.15) şi independentă
de suprafaţa aparentă de contact.
Pentru un material dat, coeficientul de uzură adezivă din relaţia (2.21) are expresia:
fm
uLp
uK (2.22)
în care u este înălţimea medie a stratului uzat şi pm este presiunea medie pe suprafaţa
nominală de contact.
34
Fig. 2.15 Dependenţa uzurii de lungimea de alunecare şi de sarcină
În ultima vreme, mulţi autori [42, 43] au dat explicaţii energetice asupra producerii
uzării adezive, care vin să completeze teoria microjoncţiunilor. Astfel, au apărut teoria
cuantelor (Davies), teoria pragului energetic de priză (Sememov) şi teoria celor două
energii (Rabinowicz).
Gripajul. O consecinţă a uzării prin adeziune este de multe ori griparea. Griparea
este un proces de degradare intensă a suprafeţelor, determinat de încălzirea excesivă a
zonelor de frecare până la temperatura de topire a materialului. Apare la sarcini mari, în
lipsa lubrifiantului sau la străpungerea peliculei din diferite motive (de exemplu, în
perioada de rodaj al motorului). Adeziunile sau microjoncţiunile puternice ce se creează nu
mai pot fi forfecate şi deplasarea relativă încetează, cupla de frecare fiind astfel blocată.
Griparea poate avea două forme caracteristice:
- griparea la temperaturi joase, care apare la viteze reduse de deplasare ale
suprafeţelor de frecare şi se caracterizează prin valori mari ale coeficientului de frecare şi
evoluţie foarte rapidă a fenomenului;
- griparea la temperaturi înalte, care apare la viteze mari, ca urmare a acumulării
energiei termice în zona de contact; coeficientul de frecare este mai mic, iar viteza de uzare
mai redusă. Griparea este favorizată de o serie de factori printre care: rodaj
necorespunzător; jocuri prea mici între suprafeţele cuplei de frecare; suprafeţe superfnisate
exagerat, care nu permit formarea micropungilor de ulei; lubrifiant necorespunzător,
depăşirea valorilor unor parametri funcţionali (sarcină, viteză etc); prezenţa unei perechi de
materiale antagoniste în contact etc. Dependenţa dintre deformaţia plastică şi temperatura
de gripaj este reprezentată în figura 2.16.
Fig. 2.16 Dependenţa deformaţiei plastice a materialelor cuplei cinematice cu temperatura (pentru gripare)
35
2.3.2 Uzarea prin abraziune
Uzarea prin abraziune reprezintă procesul de degradare intensă a suprafeţelor în
frecare prin acţiunea mecanică a particulelor abrazive sau asperităţilor mai dure ale unuia
din materialele cuplei cinematice. Acest tip de uzare este de natură pur mecanică şi este
uşor de recunoscut dună urmele orientate pe direcţia de mişcare.
Particulele dure pot proveni ca urmare a unui proces de uzare adezivă (desprinderi
din stratul de suprafaţă mai dur), din produse metalice ale uzării de coroziune, de cavitaţie
sau provenite din exterior. Caracterul uzării nu se schimbă, indiferent dacă particulele
abrazive provin din afară sau sunt conţinute într-unul din corpurile în frecare (cazul
pieselor recondiţionate prin metalizare, cromare, oţelizare, sudare etc).
Acest tip de uzare se manifestă prin deformări plastice locale, microzgârîierea şi
microaşchierea suprafeţelor de frecare (fig. 2.17). Prin urmare, fenomenul de uzare
abrazivă este legat de prezenţa mediului abraziv în zonele de frecare, intensitatea uzării
abrazive depinzând de o serie de factori: proprietăţile mecanice ale materialului pieselor,
proprietăţile de aşchiere ale particulelor abrazive, presiunea specifică şi viteza de
alunecare.
Fig.2.17 Schema procesului de uzare abrazivă:
a - prin deformare plastică şi detaşări de microparticule metalice sub acţiunea forţelor normală (FN) şi
tangenţiala (Ft); b - prin microaşchierea metalului cu un material mai dur
În esenţă, uzarea abrazivă, întâlnită frecvent în exploatarea automobilelor, constă
în microaşchierea suprafeţelor în contact de către particulele abrazive cu forme
geometrice neregulate, rezultând aşchii de dimensiuni foarte mici.
Prima dependenţă calitativă a uzării de abraziune care leagă uzura de proprietăţile
materialelor, şi de condiţiile exterioare frecării a fost formulată de Tonn şi dezvoltată de
Hruşciov şi Babicev [28], care, asimilând asperităţile (particule abrazive) cu piramide,
au stabilit pentru metale pure relaţia:
HB
pKI m
u (2.23)
în care: Iu este intensitatea liniară a uzării, iar K este coeficientul de proporţionalitate; K
= (2,8...4,0) x 10-2
, pentru metalele de la Pb la W, şi K = 0,1...0,4, pentru metalele cu
suprafeţe rugoase.
Kraghelski [22, 42, 43, 70] obţine pentru uzura liniară prin microaşchiere o relaţie
36
asemănătoare cu (2.23), din care rezultă că aceasta depinde de ascuţimea particulei
abrazive, de presiunea medie şi de duritate şi este independentă de coeficientul de
frecare.
Pentru oţeluri tratate termic, relaţia are forma:
HBHB1
pKI
0
mu
(2.24)
în care: HB0 este duritatea oţelului netratat termic; HB este duritatea metalului tratat;
este coeficient ce ţine seama de natura oţelului ( = 0... 1).
Fig. 2.18 Diagrama de variaţie a rezistenţei la uzare Ru în funcţie de duritatea materialului pieselor HB
şi a abrazivului HBa
Trebuie remarcat faptul că valoarea coeficientului de uzare prin abraziune în acest
caz este mai mare decât la uzarea adezivă, adică este mai mare probabilitatea producerii
uzurii prin aşchiere decât prin adeziune, dacă rugozităţile sunt abrazive. De asemenea,
volumul de material dislocat şi implicit intensitatea uzării prin abraziune sunt mai mari faţă
de cele de la uzarea prin adeziune.
Dependenţa dintre rezistenţa la uzare şi duritatea suprafeţelor respective este
prezentată în figura 2.18.
Dacă particulele abrazive dintre suprafeţele de frecare provin din exterior, ca
particule dure într-un curent de lichid, procesul poartă denumirea de uzare hidroabrazivă,
sau într-un curent de gaz - uzare gazoabrazivă.
Uzarea hidroabrazivă este rezultatul acţiunii particulelor abrazive - produse de
uzare sau impurităţi mecanice - antrenate de fluxul de lichid asupra pieselor cu care vin în
contact. Acest tip de uzare apare la mai multe piese sau subansambluri din construcţia
automobilelor, astfel: la pompele de apă, de ulei, de combustibil; la sistemele hidraulice de
acţionare a frânelor şi ambreiajului; la piesele servomecanismelor hidraulice sau la
hidroambreiaje.
Frecarea fluxului de lichid pe suprafeţele metalice, în prezenţa particulelor abrazive,
conduce, prin microşocuri şi efecte abrazive (producerea cavitaţiei), la distrugerea peliculei
de oxizi existente, favorizând uzarea corosivă. Uzarea hidroabrazivă este însoţită de multe
ori de deteriorarea pieselor prin eroziune.
37
Uzarea gazoabrazivă este rezultatul acţiunii particulelor dure (de cuarţ) antrenate de
fluxul de aer sau de gaze asupra unor piese cu care acestea vin în contact. Acest tip de
uzare este întâlnit la unele piese din instalaţia de admisie a M.A.I.. turbosuflante,
aeroterme, turbine cu gaze etc.
Uzarea de cavitaţie este procesul de distrugere a suprafeţelor în contact cu lichide în
mişcare cu viteză mare, când iau naştere fenomene şi procese mecanice (recondensarea
bulelor de vapori şi de gaze, care conduc la apariţia unor supratensiuni mari), chimice
(acţiunea oxigenului atomic), termice (acţiunea temperaturilor mari rezultate din
recondensarea vaporilor), electrice (diferenţă de potenţial dintre bulele de gaz şi lichid)etc.
Distrugerea prin cavitaţie poate apărea ca un proces de ecruisare, de formare de cavităţi
(ciupituri) sau de eroziuni adânci ale suprafeţelor, ultima formă fiind cea mai periculoasă,
deoarece, practic, este un proces de uzare hidroabrazivă. Acest tip de uzare este specific
rotoarelor de pompe, cilindrilor de motoare Diesel etc.
Datorită complexităţii fenomenului, şi în cazul uzării de cavitaţie s-au formulat mai
multe teorii, printre care: mecanică, a coroziunii, chimică instantanee, termochimică, a
turbulenţei etc. Teoria elaborată de Beeching [42, 43, 55], presupune că distrugerea
mecanică a straturilor de la suprafaţă are loc sub acţiunea repetată a unor impulsuri de
presiune, produse de spargerea bulelor (a cavitaţiei), cu forţe mari de impact pe
microzonele suprafeţei metalice. Oboseala stratului superficial şi producerea de ciupituri
prin cavitaţie poate avea un caracter pur mecanic sau este însoţit de un proces de
coroziune.
Începutul cavitaţiei se apreciază cu relaţia;
22
ccr
v2
1
ppsau
v2
1
pp
(2.25)
în care: cr este numărul cavitaţional critic; este numărul cavitaţional; p este presiunea
într-un punct oarecare; p este valoarea presiunii vaporilor; pc este presiunea vaporilor la
temperatura dată; este densitatea lichidului; v este viteza relativă.
Astfel, dacă: cr > sau pc < p, nu se produce cavitaţie, iar pentru cr < sau pc p
are loc fenomenul de cavitaţie.
Intensitatea uzării prin cavitaţie este exprimată prin relaţia: n
u vAI (2.26)
în care: v este viteza venei de fluid; A este coeficientul ce are valoarea (4,05...0); n este
indice, funcţie de viteza fluidului (n = 1.. .2,5).
2.3.3 Uzarea prin oboseală
Uzarea prin oboseală este rezultatul unor solicitări ciclice a suprafeţelor în contact,
urmate de deformaţii plastice în reţeaua atomică a stratului superficial, de fisuri, ciupituri
sau exfolieri.
Uzura prin oboseală apare, mai ales, sub formă de ciupituri (pitting) sau exfolieri
(spalling).
38
Prin cercetări experimentale, s-a constatat că piesele solicitate la sarcini armonice
sau alternante (simetrice sau asimetrice) "obosesc" fără ca să se poată observa urme de
deformaţii.
Uzarea prin oboseală este influenţată de o serie de factori, printre care: structura
materialelor cuplei de frecare, temperatură, tipul solicitării, concentrarea eforturilor,
frecvenţa solicitărilor variabile, dimensiunile pieselor etc.
Acest tip de uzare - întâlnit frecvent la multe piese din construcţia automobilelor -
este specific cuplelor de frecare prin rostogolire (rulmenţi) sau de rostogolire cu alunecare
(roţi dinţate).
Ciupiturile sunt forme ale uzurii prin oboseală a suprafeţelor unor cuple de frecare
cu contacte punctiforme sau liniare. Apare la încărcări ce produc deformaţii elastice, în
condiţii de lubrificaţie EHD şi se datorează oboselii straturilor superficiale în zona de
acţiune a tensiunilor tangenţiale maxime.
Distrugerea începe prin apariţia unor fisuri în stratul superficial în care pătrunde
uleiul, ce acţionând ca o pană, datorită presiunilor mari, dislocă material, formând mici
cratere (gropiţe, ciupituri). La acest tip de uzare sunt preponderente procesele de oxidare ce
se produc în straturile superficiale unde au apărut deformaţii plastice.
Numeroase cercetări au arătat că ciupiturile apar îndeosebi în cazul unor durităţi HB
< 350, după cel puţin 104cicluri.
După Barwell [30,43], numărul de cicluri după care apare pittingul este dat de
relaţia;
93cicl
1
N
1n
(2.27)
în care N este sarcina şi este efortul unitar mediu hertzian.
Există diferite păreri privind mecanismul de formare a gropiţelor, care, în unele
cazuri, pot rămâne la forma iniţială (pitting incipient), iar alte cazuri pot progresa ca formă,
adâncime şi număr, provocând distrugerea suprafeţei (pitting distructiv). Pittingul este
caracteristic flancurilor dinţilor, rulmenţilor şi fusurilor de cruci cardanice etc.
Fig. 2.19 Schema procesului de exfoliere la un contact de alunecare cu deformaţie plastică: A, B
– suprafeţele în contact; FN - forţa de apăsare normală; va - viteza de alunecare
Uzarea prin exfoliere (spallingul) constă în desprinderea de pe suprafeţele de
frecare a unor particule de uzură sub formă de solzi ca rezultat al oboselii substratului
suprafeţei de contact.
Mecanismul uzării prin exfoliere este următorul: în condiţiile deformării plastice
39
şi forţei tangenţiale de tracţiune (frecare) în cazul unui contact de alunecare, se
deformează stratul de sub urma de uzură, generându-se dislocaţii şi goluri (fig. 2.19),
Deformarea continuând, golurile se unesc şi rezultă o fisură paralelă cu suprafaţa de
frecare. Când fisura ajunge la o lungime critică, se foarfecă materialul dintre fisură si
suprafaţă, rezultând o particulă de uzură ca un solz (de circa 35 m lungime, 20 m
lăţime şi 10 - 15 m grosime).
În afară de tratamentul termic defectuos, exfolierea poate fi produsă şi prin unirea
gropiţelor vecine, de regulă, în prezenţa unor gradienţi ridicaţi de tensiune în aproprierea
suprafeţelor supuse la contacte hertziene periodice.
Uzarea prin exfoliere este tipică suprafeţelor de lucru a camelor arborelui de
distribuţie al motoarelor.
2.3.4 Uzarea prin coroziune
Uzarea prin coroziune constă în deteriorarea suprafeţei de frecare prin pierderea
de material (de greutate), ca urmare a acţiunii simultane sau succesive a agenţilor
chimici agresivi (care formează diferiţi compuşi cu metalul de bază) şi a solicitărilor
mecanice. Mecanismul uzării prin coroziune presupune corelarea efectului de coroziune
chimică şi a celui de coroziune mecanochimică.
Acest tip de uzare, care rezultă din îndepărtarea produşilor de coroziune de pe
suprafeţele de frecare, se manifestă atât în perioada de repaus - coroziune chimică, cât şi
în funcţionare -coroziune mecanochimică.
Rezultă că agenţii chimici solicită continuu suprafaţa de frecare, în timp ce
factorii mecanici (sarcini, vibraţii, şocuri etc.) vor avea o acţiune intermitentă.
În consecinţă, procesul uzării chimice se produce în două faze:
-formarea produşilor de coroziune pe cale chimică şi mecanochimică
-îndepărtarea produşilor de coroziune pe cale tribomecanică.
Coroziunea chimică reprezintă procesul de degradare a materialelor cuplei de
frecare în urma acţiunii chimice directe a mediului în care acesta se găseşte.
În funcţie de material, de solicitarea mecanică şi de natura agentului chimic,
procesul de uzare poate avea o evoluţie diferită. Astfel, evoluţia parabolică (fig. 2.20, a)
indică formarea unor straturi de reacţie aderente cu caracter de protecţie. Prin solicitări
mecanice, aceste straturi se pot deteriora, accelerând coroziunea şi implicit uzarea.
Evoluţia liniară (fig. 2.20, b) se referă la suprafeţele de frecare (metale, aliaje) la care
stratul de reacţie nu oferă substratului respectiv protecţia necesară în condiţii de repaus.
Uzarea prin oxidare constituie un caz particular al coroziunii. Prin acţiunea
oxigenului asupra suprafeţelor metalice, are loc un proces de degradare treptată a
cuplelor de frecare, contând în: adsorbţia oxigenului pe suprafeţe; difuzia acestuia în
straturi superficiale şi producerea simultană a deformaţiei plastice a metalului; formarea
peliculelor adsorbite pe cale chimică şi a peliculelor de soluţii solide prin combinaţiile
chimice ale metalului cu oxigenul; desprinderea acestora de pe suprafeţe în timpul
40
mişcării.
Fig. 2.20 Evoluţia proceselor de coroziune chimică în atmosferă activă (a) şi electrochimică (b)
Coroziunea electrochimică constă în reacţia dintre suprafeţele metalice în frecare
şi un electrolit, în urma căreia se formează combinaţii chimice complexe, însoţite de
trecerea curentului electric prin metalul corodat.
Cele mai frecvente procese de coroziune sunt de natură electrochimică, fiind
determinate de formarea unei pile electrice (fig. 2.21). Ca urmare a diferenţei de
potenţial dintre electrozii pilei formate în mediul electrolitic apos sau acid, ia naştere un
curent electric care iniţiază şi întreţine coroziunea electrochimică.
Fig. 2.21 Schema desfăşurării procesului de coroziune pe cale electrochimică
Coroziunea atmosferică este influenţată de temperatura, umiditatea şi de
periodicitatea ungerii. Diferenţa de potenţial dintre picătura de umiditate atmosferică şi
suprafaţa metalului ajunge până la valoarea U = 6V.
Coroziunea de contact apare la joncţiunea a două metale sau între un metal şi un
material nemetalic care au potenţiale staţionare diferite.
Coroziunea mecanochimică este procesul de modificare a suprafeţelor de frecare
în timpul funcţionării cuplei, ca efect al acţiunii simultane a mediului corosiv şi a
solicitărilor mecanice. După natura solicitărilor mecanice, se deosebesc:
- coroziune de tensionare, datorită solicitărilor statice;
- coroziune de oboseală, datoriţi solicitărilor periodice;
- coroziune tribochimică propriu-zisă, cauzată de solicitările de frecare.
Solicitările mecanice -nu iniţiază (declanşează) reacţii chimice. Ele provoacă, în
prealabil, modificări în starea suprafeţei sau în structura internă, care fac posibile sau
accelerează reacţiile chimice ale materialelor suprafeţelor de frecare cu mediul ambiant
respectiv.
41
Coroziunea prin frecare reprezintă ansamblul de procese mecanice, fizice,
chimice, termice şi electrice ce apar pe suprafaţa de contact a două piese, supuse
simultan atât acţiunii sarcinii normale cât şi unei mişcări vibratorii cu amplitudine mică
(min. 8x10-8
cm).
După natura procesului preponderent, distrugerea poate fi sub formă de uzură de
contact (fretting), când tensiunile mecanice sunt mari, şi prin coroziunea de contact
(coroziune fretting), când acţiunea corosivă a mediului este puternică. În practică, de
multe ori, acestea acţionează simultan, ceea ce duce la efecte puternic distructive.
Bazat pe teoria mixtă a coroziunii de fretare ca fiind un proces chimico - mecanic,
Uhlig [43] calculează greutatea pierdută prin acest tip de uzare cu relaţia:
c2c
12
1
0f hNNKN
KKNKU
(2.28)
în care: N este sarcina normală; Nc este numărul de cicluri; este frecvenţa oscilaţiilor;
h este amplitudinea oscilaţiilor; K, K0, K1, K2 sunt constante.
S-a constatat experimental că acest tip de coroziune nu poate fi îndepărtat prin
nici un fel de lubrifiant cunoscut până în prezent, apărând chiar şi la metale nobile sau
inoxidabile; totuşi, utilizarea unor lubrifianţi adecvaţi poate reduce efectele uzării de
fretare.
2.3.5 Uzarea de impact
Uzarea de impact apare atunci când împreună cu alunecarea sau rostogolirea are
loc şi un impact compus (componentele normale şi tangenţiale). Acest tip de uzare apare
pe flancurile roţilor dinţate, pe suprafeţele de lucru ale camelor etc. După unii autori
[29], uzarea de impact poate fi clasificată în două categorii: uzarea prin percuţie şi
uzarea prin eroziune.
În urma procesului de impact se modifică structura stratului superficial; se
formează microcratere şi microfisuri (până la 1 m), au loc desprinderi de material.
Intensitatea uzării depinde de mărimea impulsului şi de natura materialelor în
contact. Viteza de uzare se calculează cu relaţia:
HB
HK
dt
duVu
(2.29)
în care: este un coeficient ce caracterizează mărimea unghiului de impact; K este un
coeficient dependent de caracteristicile materialului: 2211 vmvmH (m1,2 sunt masele
corpurilor în impact; v1,2 sunt vitezele corpurilor); HB este duritatea materialului.
Pentru materiale tratate termic, relaţia (2.29) devine:
HBHBHB
HK
dt
duV
00u
(2.30)
unde: HB0 este duritatea materialului netratat, iar este coeficientul care depinde de
procentul de carbon.
42
2.3.6 Uzarea în condiţiile alunecării sacadate
Alunecarea sacadată apare atât în condiţiile frecării uscate cât şi a acelei limită sau
mixtă. În cazul frecării uscate, efectele de lipire şi dezlipire cu ruperi ale
microjoncţiunilor conduc la o uzare de tip adeziv la care se poate adăuga uzarea de tip
abraziv datorită rugozităţilor şi particulelor mai dure. În prezenţa lubrifiantului şi a unor
medii agresive, peste aceste tipuri de uzare se poate adăuga şi uzarea prin coroziune.
2.4 Mecanismul şi cauzele uzării
2.4.1 Mecanismul uzării
Uzura este rezultatul principal al procesului de uzare, ce se manifestă prin
modificarea caracteristicilor dimensionale şi de formă geometrică, precum şi a stării
iniţiale a suprafeţelor pieselor.
Ca urmare a procesului de uzare, proprietăţile fizico-mecanice ale straturilor
superficiale ale pieselor se modifică: În unele cazuri, duritatea superficială scade pe
măsură ce uzura creşte (exemplu la piesele cementate sau călite superficial), iar în alte
cazuri, duritatea creşte ca urmare a ecruisării, provocând o creştere treptată a fragilităţii
stratului superficial, ceea ce accelerează uzarea. Pe suprafeţele de lucru ale pieselor apar
urme de uzare (rizuri, zgârieturi), forma lor geometrică se transformă din cilindrică în
ovală sau conică, producându-se, uneori, încovoieri şi răsuciri.
Modificările dimensionale şi de formă geometrică duc la schimbarea caracterului
iniţial al ajustajului. La piesele asamblate cu ajustaj alunecător, uzarea se manifestă prin
mărirea jocurilor de la valoarea lor iniţială până la valoarea maximă admisibilă. În
condiţii de funcţionare defavorabile sau a lipsei întreţinerii, uzura apare şi la asamblările
cu strângere, (apar jocuri), ceea ce face ca rezistenţa mecanică a ansamblului respectiv
să se micşoreze.
Observaţiile asupra funcţionării cuplelor cinematice arată că, dacă se respectă
regulile de exploatare şi de întreţinere uzura acestora creşte uniform şi mărimea ei
depinde de tipul de exploatare a cuplelor respective.
Din analiza curbei evoluţiei în timp a uzurii (fig. 2.22), rezultă trei zone distincte
în care uzarea este fenomen predominant:
I - zona uzurii iniţiale (de rodaj);
II - zona uzurii normale (stabile, uniforme) sau perioada de funcţionare
normală;
III - zona uzurii distructive (de avarie).
În perioada uzării iniţiale (de rodaj), straturile superficiale rezultate din prelucrare
se modifică şi se stabilizează în timpul lucrului, datorită proceselor de natură mecanică
(ecruisări, aşchieri, transport de material etc), termofizică (înmuieri, topiri, difuzii ale
unor elemente cu temperatură joasă de topire etc), chimică (oxidări, formări de carburi şi
sulfuri etc.) şi electric; în funcţie de mărimea parametrilor exteriori ce acţionează asupra
cuplei de frecare, de proprietăţile materialelor în contact şi de lubrifiant, este
43
preponderent un proces de o anumită natură.
Fig. 2.22 Curba uzurii medii statice a unei piese în funcţie de timp:t1 -perioada de rodaj; t2-perioada
uzării normale; t3-uzarea de avarie
În urma prelucrărilor mecanice, suprafeţele de frecare ale cuplelor prezintă
diferite microneregularităţi (fig. 2.23), care la începutul funcţionării cuplei fac ca
suprafaţa reală de contact să fie foarte mică şi implicit presiunea să aibă valori ridicate
(fig. 2.23, a).
Fig. 2.23 Schema procesului de rodaj a două suprafeţe în contact: a - începutul rodajului; b -
încheierea rodajului; 1,2- suprafeţele în contact; FN - forţa de apăsare normală; va - viteza relativă
dintre cele două suprafeţe
După uzarea iniţială, planurile de referinţă e1 şi e2 ale celor două suprafeţe se
apropie cu distanţa d prin forfecarea proeminenţelor, prin deformarea lor sau prin
îndepărtarea asperităţilor.
După această apropiere cele două piese conjugate vor avea o suprafaţă portantă
mai mare, presiunea specifică scăzând în măsură importantă (fig. 2.23, b).
Atingerea unei stări de rugozitate optimă şi a jocurilor necesare bunei funcţionări
implică îndepărtarea unui anumit volum de material.
În perioada de rodaj, intensitatea procesului de uzare a pieselor este considerabilă,
viteza de uzare vu este descrescătoare iar uzura este crescătoare până la valoarea ur
(sfârşitul perioadei de rodaj).
Expresia analitică de calcul a uzurii este:
t
0
dttuu (2.31)
unde: u este uzura ce se exprimă în m sau în mm, iar când deformaţiile plastice sunt
44
relativ mici aceasta se exprimă în g sau mg; t este durata de exploatare, în ore, sau
parcursul, în km.
În zona I, variaţia uzurii are forma: n
I atu (2.32)
unde: a este o constantă experimentală; n este exponent (n 2).
Rodajul poate fi asemănat cu un proces de finisare în condiţii uşoare de
exploatare, în urma căruia suprafeţele de frecare se netezesc intens, iar jocul din cupla
cinematică ia valori apropriate de cele normale. Rodajul reprezintă o etapă obligatorie în
funcţionarea cuplelor în scopul corectării unor defecte de micro sau macrogeometrie a
suprafeţelor conjugate, rezultate în urma prelucrărilor mecanice.
Deoarece durata rodajului relativ lungă (50 - 60 h pentru M.A.I.), dar de o
importanţă deosebită pentru întreaga perioadă de exploatare a agregatului respectiv s-au
căutat soluţii pentru readucerea acestei perioade. Astfel, o metodă modernă de reducere
a perioadei uzurii iniţiale o constituie efectuarea rodajului chimic prin introducerea în
lubrifianţi şi combustibili a unor aditivi antigripanţi şi antiuzare.
Pe porţiunea AB a curbei din figura 2.22 se produce o uzură lentă şi practic
uniformă, care caracterizează evoluţia proceselor de uzare în timpul de exploatare
normală a cuplelor de frecare. Uzura creşte aproape proporţional cu timpul de
funcţionare a cuplei, ajungându-se la jocul maxim admisibil dintre piesele conjugate
(punctul B).
În zona a II-a, uzura creşte aproximativ liniar şi se poate exprima cu relaţia
cKtuII (2.33)
în care: k = tg u este valoarea vitezei (intensităţii) de uzare; c = u - kt (u este valoarea
medie a uzurii, iar t este valoarea medie a parcursului sau timpului).
Coeficientul k se poate exprima sub forma:
t
ucrk
(2.34)
unde: rc este coeficientul de corelaţie (pentru fusuri manetoane rc = 0,72.. .0,82, iar
pentru fusuri paliere rc = 0,64...0,92); u şi t sunt abaterile standard ale uzurii şi,
respectiv, ale timpului sau parcursului.
Uzura în perioada de funcţionare normală poate fi scrisă şi sub forma:
rII ttbu (2.35)
unde: tr- este timpul sau parcursul corespunzător terminării rodajului; t este timpul sau
parcursul la un moment dat; b este constantă care caracterizează intensitatea uzurii.
Pentru creşterea perioadei de funcţionare normală, se poate acţiona asupra factorilor
constructivi, care influenţează intensitatea uzării (materiale, tratamente, tehnologie de
fabricaţie); de exploatare, iar la reparaţii, trebuie aplicate acele metode care să micşoreze
jocul ajustajului până la valoarea admisibilă (jocul optim).
În practică, de multe ori, exploatarea normală a unui organ de maşină începe
înainte de a se fi efectuat, rodarea lui completă (A') şi se termină mai târziu decât o cere
starea lui tehnică (B'). Punctul B' (v. fig. 2.22) coincide, de cele mai multe ori, cu o
45
defecţiune accidentală.
Evoluţia uzurii depinde - printre altele - de dimensiunile pieselor cuplei de
frecare. Astfel, uzura relativă este cu atât mai lentă, cu cât raza fusului (lagărului) este
mai mare. Acelaşi lucru de întâmplă şi în cazul cilindrilor, uzura scăzând pe măsură ce
creşte alezajul.
Rezultă că, în condiţii identice de lucru, cuplele de frecare de dimensiuni reduse
se vor uza mai repede decât cele de dimensiuni mari.
Perioada de funcţionare normală a cuplelor de frecare este urmată de zona uzurii
distructive sau de avarie, caracterizată printr-o creştere rapidă a uzurii, favorizată de
creşterea jocului dintre piesele conjugate peste limitele admisibile, ceea ce conduce la o
funcţionare anormală (apar şocuri, bătăi, zgomote, ungere insuficientă etc.). Toate aceste
fenomene indică necesitatea scoaterii din funcţiune a cuplei respective, deoarece
depăşindu-se uzura limitată (punctul B), viteza de uzare creşte rapid, în orice moment
piesele componente se pot distruge.
În această zonă (III), legea de variaţie a uzurii se poate scrie sub forma:
mlimm ttdu (2.36)
unde: tlim este durata sau parcursul limită la care trebuie introdusă în reparaţie cupla
cinematică în scopul refacerii ajustajului iniţial; t este timpul sau parcursul la un moment
dat: d este coeficient experimental; m este un exponent (m 2).
Durata maximă de exploatare normală tlim, căreia îi corespunde ulim se poate
exprima astfel:
u
rr
u
limlim
tg
ui
tg
ut
(2.37)
Vitezele de uzare corespunzătoare celor trei zone distincte vor fi:
aIIIazonapentruttmd
aIIazonapentrubsauk
Izonapentrunat
dt
duv
1mlim
1n
u (2.38)
2.4.2 Cauzele uzării
Uzarea reprezintă degradarea straturilor superficiale ale elementelor cuplelor de
frecare, fenomen ce se concretizează fie prin pierdere de material, fie prin deformare
plastică a suprafeţelor în contact.
Atât desprinderea de material cât şi modificarea stării iniţiale a suprafeţelor sunt
datorate numeroaselor fenomene şi procese de natură mecanică, termică, electrică,
chimică etc, a căror acţiune practic este greu de separat. Cauzele uzărilor depind de
fenomenele predominate ce au loc între suprafeţele în contact ale unei cuple de frecare,
la funcţionarea acesteia (v. şi paragraful 2.3).
Fenomenele mecanice contribuie cu ponderea cea mai mare la uzarea rapidă a
suprafeţelor, iar tipul caracteristic acestei clase de fenomene este abraziunea. De fapt,
46
uzarea abrazivă, deşi este un proces de mare intensitate, durează efectiv puţin timp, după
care apar în proporţii din ce în ce mai mari uzarea de adeziune, uzarea chimică etc.
În funcţionarea unei cuple de frecare, pierderea de material în unitatea de timp u
(indicele de intensitate a uzării) este caracterizată prin corelaţia dintre parametrii
exteriori Q, interiori M şi de interacţiune I, adică:
I,M,Quu (2.39)
Aşadar, uzarea suprafeţelor de frecare ale cuplelor cinematice este cauzată de
fenomenele tribologice ce au loc în zona contactului pieselor conjugate, de tipul frecării,
precum şi de parametrii interiori, exteriori, exteriori şi de interacţiune ai tribosistemului
(v. şi paragraful 2.5).
2.4.3 Scăderea capacităţii de lucru a automobilelor
Aprecierea calitativă a automobilelor se face prin compararea indicilor de
exploatare realizaţi cu cei proiectaţi. În cursul exploatării automobilului, calităţile
iniţiale ale pieselor componente (formă, dimensiuni, material etc), prescrise în
documentaţia tehnică şi respectate la fabricaţie, se modifică datorită procesului de uzare.
Prin urmare, cauza principală a înrăutăţirii caracteristicilor tehnico - funcţionale şi deci a
scăderii productivităţii şi economicităţii automobilelor în exploatare este uzura pieselor.
Principalele cauze care determină scăderea capacităţii de lucru a automobilelor
sunt de natură constructivă, tehnologică, metalurgică şi de exploatare (fig. 2.24).
În practică, în afară de uzarea normală, apar şi diferite deteriorări ale pieselor care
pot fi considerate ca forme particulare ale uzurii. Aceste deteriorări pot fi de natură
mecanică sau termochimică (fig. 2.25) şi se manifestă după un anumit timp mai scurt sau
mai lung de exploatare. Din această categorie fac parte ruperile la oboseală, spărturile,
deformaţiile termice etc.
Asemenea defecte apar arunci când, în urma uzării, dimensiunile pieselor se
modifică peste limitele care mai asigură o funcţionare normală, permiţând apariţia unor
solicitări suplimentare sau cauzate de alţi factori (defecte de material, dimensionări
greşite etc).
După cum rezultă din practică, atât deteriorările cât şi uzurile premature se
datorează în mare parte nerespectării normelor de întreţinere şi exploatare a
automobilelor. Ele pot fi prevenite prin aplicarea riguroasă a regulilor de deservire
tehnică şi a reparaţiilor prevăzute în mod planificat.
2.5 Parametri caracteristici şi ecuaţiile uzurii
Fabricarea organelor de maşini din construcţia automobilelor cu o durabilitate cât
mai mare şi implicit o siguranţă optimă în exploatare face necesar un calcul al
comportării lor la uzură, încă din etapa de proiectare. Procesul de uzare - dependent de
timp - trebuie să se reprezinte într-o relaţie determinantă cu materialele cuplei de frecare
47
şi cu parametrii de exploatare, exprimând matematic transformările intervenite în
funcţionare.
Dacă se cunoaşte legea elementară a uzării care leagă intensitatea uzurii liniare de
condiţiile exterioare ale frecării (sarcină, viteză, lubrifiant etc.) şi de parametrii care
caracterizează proprietăţile materialelor cuplei de frecare, se poate determina
repartizarea sarcinilor şi deci uzura acestora după diferite perioade de funcţionare.
Fig. 2.24 Cauzele scăderii capacităţii de lucru al automobilelor
Datorită complexităţii fenomenului de frecare - uzare, la stabilirea parametrilor şi
48
relaţiilor de calcul al uzurii, s-au acceptat o serie de ipoteze simplificatoare, încercându-
se să se extindă concluziile obţinute pentru cuple cinematice simple la cuple de frecare
mai complexe. Totodată, având în vedere caracterul statistic al fenomenului, s-au obţinut
relaţii de calcul ale uzurii prin prelucrarea statistică a unui număr suficient de date
experimentale.
Fig. 2.25 Deteriorările pieselor automobilelor
2.5.1 Parametrii caracteristici
Uzura poate fi apreciată printr-o serie de parametrii caracteristici cum sunt:
intensitatea uzării; coeficientul de uzare; volumul de material uzat; numărul de cicluri la
care apare uzura etc. (v. şi tabelul 2.5). Cel mai frecvent se utilizează intensitatea uzării,
care poate fi liniară, Ih gravimetrică Ia şi energetică I.
Intensitatea uzării Iu este definită prin volumul de material desprins de pe o unitatea
de suprafaţă aparentă pe unitatea de lungime de frecare. Analitic, acest lucru se exprimă
prin relaţia:
fau
LA
VI
(2.40)
în care; V este volumul de material desprins; Aa este aria aparentă unitară; Lf este
distanţa de frecare unitară.
Dacă h este grosimea medie a stratului uzat, desprins de pe aria aparentă de
contact (h = V / Aa), intensitatea uzării liniare Ih se poate scrie:
fh
L
hI
(2.41)
În acelaşi mod se defineşte intensitatea uzării gravimetrice, ca fiind greutatea
materialului îndepărtat de pe unitatea de suprafaţă aparentă, pe unitatea de drum de
frecare:
faq
LA
qI (2.42)
unde q este calitatea de material înlăturat prin uzare.
În unele cazuri, pentru calculul uzurii, este raţional să se utilizeze intensitatea
49
energetică a uzării, care - prin definiţie - reprezintă volumul de material îndepărtat de pe
suprafeţele în frecare, raportat la unitatea de lucru mecanic de frecare, adică:
fff LF
V
W
VI (2.43)
Analizând relaţiile (2.41), (2.42) şi (2.43), rezultă că:
hq II (2.44)
şi
f
ah
F
AII (2.45)
unde este greutatea specifică a materialului uzat.
2. 5.2 Ecuaţiile de bază ale uzurii
Deoarece uzura nu se produce decât pe arii reale, s-a definit intensitatea specifică
volumetrică de uzare ih prin volumul stratului uzat de pe suprafaţa reală de contact, pe o
distanţă egală cu diametrul microzonei de contact:
1rh
lA
Vi
(2.46)
unde: Ar este aria de contact; l1este distanţa de alunecare.
De asemenea, uzura specifică gravimetrică iq reprezintă cantitatea se substanţă
uzată (q = V) şi îndepărtată de pe suprafaţa reală de contact pe o distantă de alunecare
l1, egală cu diametrul petei de contact, adică:
31r
qcm
g
lA
qi (2.47)
Acceptând principiul lui Rebinder (lucru mecanic de frecare este proporţional cu
duritatea) [28], se stabileşte dependenţa dintre uzura de greutate Iq sau liniară Ih şi
uzurile specifice:
r
nq
n
rqq
P
Pi
A
AiI (2.48)
şi
r
nh
n
rhh
P
Pi
A
AiI (2.49)
unde: Ar este aria reală de contact; An este aria nominală de contact; Pn este presiunea
nominală; Pr este presiunea reală.
Ultimele două relaţii stau la baza determinării intensităţii procesului de uzare; ele
arată că intensitatea uzării este proporţională cu raportul dintre suprafaţa de contact reală
şi una netedă, funcţia de penetrare este de forma [43]; 1b (2.50)
în care: = h / hmax este penetraţia relativă; h este adâncimea de penetraţie; hmax este
înălţimea maximă a asperităţilor; b1 şi sunt constante care depind de gradul de finisare
50
(b1 = 1.., 16; = 2...3; de exemplu pentru suprafeţele rodate b1 = 3 şi = 2).
În aceste condiţii, volumul de material uzat poate fi exprimat prin relaţia:
umax
11
u Ah1
bV
(2.51)
în care: Vu = Vonf (Vo este volumul de material uzat pentru o singură joncţiune); nf- este
numărul interacţiunilor care provoacă erodarea materialului,
Înlocuind valoarea lui Vu din (2.51) în (2.46) şi (2.47), rezultă:
dn1
hi
f
maxh
şi (2.52)
dn1
hi
f
maxq
Ţinând seama de relaţia (2.33) se obţine:
r
n
f
max
n
r
f
maxh
P
P
dn1
h
A
A
dn1
hI
(2.53)
Relaţia (2.53) reprezintă ecuaţia generală a uzării, obţinută de Kraghelski pornind
de la contactul real al unor suprafeţe rugoase.
Prin particularizarea relaţiei precedente, se obţin intensităţile de uzare pentru
anumite tipuri caracteristice de uzare (de microaşchiere, de deformare elastică şi de
deformare plastică).
Parametrii caracteristici pentru anumite tipuri de uzare precum şi expresiile
analitice corespunzătoare acestora sunt prezentate în tabelul 2.5
Parametrii caracteristici şi expresiile analitice pentru anumite tipuri de uzării Tabelul 2.5 Denumirea parametrului
(legii) caracteristic(e)
Expresia analitică Semnificaţia parametrilor
I. Uzarea prin adeziune
1.Coeficientul uzurii adezive, Ke
2.Volumul de material uzat, Vu
3. Intensitatea uzării
fme Lp
uK
;
tvFKV aNen ;
iar
HB3/kp/kK acae
tvL af
m''c
'cu pKNKI
u este grosimea stratului uzat; pm
şi pc sunt presiunile medii de
contact şi de curgere a
materialului mai moale; va şi t –
viteza relativă de alunecare şi
timpul; HB este duritatea
materilului; Kc şi ka sunt constante
experimentale; N este sarcina
II. Uzarea de abraziune
1. Intensitatea uzării materialelor
pure, iu
2. Intensitatea uzării oţelurilor
tratate termic, Iu
3. Rezistenţa la uzura abrazivă a
materialelor tehnice pure şi a
oţelurilor recoapte, Ru
HB/pkd/di msuu
]HBHB)1/[(pkI 0mu
cpu u/uHBCR
k este un coeficient de
propor’ionalitate, k = 0,1...0,4
(Pb=>W); Hb şi HB0 sunt
durităţile metalului pur (oţelul
tratat sau netratat termic); este
un coeficient; = 0...1, ce creşte
cu conţinutul de carbon; up şi ue
sunt uzurile liniare ale piesei şi
etalonului; C şi C1 sunt coeficienţi
51
4. Rezistenţa la uzura abrazivă
oţelurilor călite şi revenite, 'uR
)HBHB(CRR 01u'u
de proporţionalitate; Ru şi HB0
sunt rezistenţa la uzură şi
duritatea în stare recoaptă
III. Uzura de cavitaţie
1. Intensitatea uzării prin cavitaţie nu vAI
A este un coeficient egal cu
4,0...10; v este viteza fluidului; n
este indicele funcţie de viteza
fluidului (1...2,5)
IV Uzarea ptin oboseală şi prin imbătrânire
1. Limita de rezistenţă la
oboseală, 1 a materialelor;
2. Numărul de cicluri la care
apare pettingul
3. Viteza de descompunere a
martensitei la îmbătrânire
4. Legea îmbătrânirii materialelor
(R. Haviland)
r01 k
)(285,0][ cr1
)(25,0][ cr1
93
Ncicl /1F/1n
)RT/Uexp(10nv 19
E/U"
0 ctklnln
r şi c sunt rezistenţele statice de
rupere şi curgere ale materialului;
k0 este coeficient experimental
care pentru oţeluri are valoarea k0
= 0,5;
n este numărul cristalelor de
carbură din aliajul Fe-C; v este
viteza de descompunere;
U este energia de activare a
descompunerii egală cu 33
kcal/mol;
şi 0 sun rezistenţele
momentană şi iniţială ale
materialului; kn este parametrul ce
depinde de material şi de
dimensiunile defectelor; U şi E
sunt energiile de activare şi de
reacţie; t este timpul
V. Uzarea prin coroziune
1. Numărul de focare de
coroziune de pe tabla de caroserie
auto, nf.
2. Mărimea suprafeţei tablei
atacată de coroziune, Sc.
3. Masa pierdută prin coroziune
de contact, Uf.
tf enn 07
)13,3( eSS oc
cc
iof hNNKN
KKNKU 22
1
)(
n0 este numărul iniţial al focarelor
ir t este durata observaţiilor;
S0 este suprafaţa iniţială atacată
prin coroziune;
N este sarcina normală;
Nc este numărul de cicluri;
şi h frecvenţa şi amplitudinea
oscilaţiilor; K,k0,K1,K2 sunt
constante
VI Uzarea prin impact
1.Viteza uzării de impact, Va;
2. Viteza uzării de impact pentru
materiale tratate termic 'aV
HB
HK
dt
duVa
HBHBHB
HK
dt
duVu
00
este un coeficient ce
caracteriuează mărimea unghiului
de impact; K este un coeficient de
pendent de caracteristicile
materialului; 2211 vmvmH
)m1,2 sunt masele corpurilor în
impact; v1,2 sunt vitezele
corpurilor); HB este duritatea
materialului; HB0 este duritatea
52
materialului netratat; coeficient
dependent de procentul de carbon
2.6 Factorii care influenţează uzarea pieselor
Fig. 2.26 Factorii care influenţează uzura pieselor
Caracterul şi mărimea uzării sunt influenţate de un număr mare de factori de
natură constructivă şi tehnologică, de exploatare, de material, de calitatea
combustibilului şi lubrifiantului etc. (fig. 2.26). Rezistenţa la uzare a pieselor este
determinată de măsura în care, la proiectare, la fabricare sau reparare şi în exploatare, se
53
ţine seama de aceşti factori. În cele ce urmează se va analiza influenta principalilor
factori asupra uzării pieselor automobilelor.
2.6.1 Calitatea materialului, structura şi duritatea lui
Calitatea materialelor utilizate la fabricarea sau repararea pieselor şi tratamentele
termice ce li se aplică sunt determinate de condiţiile de funcţionare ale acestora şi de
necesitatea de a asigura o durabilitate cât mai mare. De aceea, la alegerea materialelor
cuplelor de frecare, trebuie să se ţină seama atât de rezistenţa mecanică în condiţiile de
funcţionare ale pieselor cât şi de comportarea lor la uzare.
Compoziţia chimică şi structura metalografică a materialelor folosite pentru
obţinerea diverselor cupluri de frecare prezintă un rol important în toate procesele de
uzare. Toate tipurile de uzări afectează materialul din punct de vedere al proprietăţilor
sale. Dat fiind complexitatea procesului de uzare şi nivelul fizic, mecanic şi chimic la
care se desfăşoară, materialul va fi angrenat în aceste fenomene până la scara
constituenţilor şi a structurii lui metalografice.
Particularităţile mai importante ale constituenţilor metalografici şi ale reapariţiei
lor în structură, care intervin în procesele de uzare, sunt: microduritatea, forma
cristalelor, omogenitatea distribuirii în structură, sudabilitatea între ei sau cu alte faze,
temperaturile lor de topire sau înmuiere, rezistenţa la acţiunea corosivă a diverşilor
agenţi chimici, rezistenţa la oboseală etc.
Majoritatea pieselor care alcătuiesc cuplele de frecare din construcţia
automobilelor sunt executate din fontă şi oţeluri.
Fontele sunt formate dintr-o fază metalico - feroasă, cu duritate relativ ridicată, şi
două faze cu proprietăţi antigripante: una grafitică şi alta metalică - eutecticul fosforos.
Rezistenţa la uzură a pieselor din fontă depinde în cea mai mare parte de conţinutul de
carbon şi de uniformitatea distribuirii acestuia. Grafitul din fontă are, de obicei, formă
lamelară şi este un component foarte moale, jucând un dublu rol; pe de o parte
micşorează rezistenţa la uzură a fontei, iar pe de altă parte, ca rezultat al uzării, creează
pe suprafeţele în frecare o acţiune de lubrificare.
Mărirea rezistenţei la uzură a fontelor se obţine nu numai prin modificarea
structurii (adaos de Si şi Mn) ci şi prin alierea lor (Cr, Ni, Mo, Ti, V, Al etc.) şi chiar
prin aplicarea tratamentelor termice şi termochimice corespunzătoare.
Principalele criterii pentru utilizarea unui anumit tip de fontă pentru construcţia
cilindrilor şi segmenţilor M.A.I. sunt: compoziţia, structura şi duritatea. Condiţia impusă
fontei pentru cilindrii şi segmenţi, de a prezenta o structură perlitică sau sorbitică,
depinde în mod esenţial de conţinutul de Si şi C.
54
Compoziţia chimică şi duritatea a trei tipuri de fonte experimentale centru cămăşi
de cilindru de la M.A.I.
Tabelul 2.6 Tipul
fontei
Comoziţia chimică % Duritatea
HB C Si Mn Cr Cu V S P Mo
I 3,2...3,4 2,2...2,4 0,6...0,9 0,15...0,24 - 0,1...0,2 0,1max 0,5max - 240*
II 3...3,3 1,9...2,2 0,6...0,9 0,25...0,4 0,4...0,6 - 0,12max 0,25max - 256*
III 3...3,2 1,7...2 0,4...0,55 0,15...0,2 - - 0,1max 0,25...0,55 0,35...0,45 235*
* netratate
Compoziţia chimică şi duritate a trei tipuri de fonte experimentale pentru segmenţi
Tabelul 2.7 Tipul fontei Compoziţia chimică % Duritatea
HB C Si Mn Cr S P
I 3,84 2,87 0,56 - 0,035 0,32 220
II 3,64 2,55 0,48 - 0,065 0,30 235
III 3,08 2,78 0,78 0,20 0,020 0,24 210
*obţinute prin analiză chimică
Proporţii mai mici de carbon decât cele indicate (tab. 2.6 şi 2.7) conduc la
formarea fisurilor, retasurilor şi suflurilor în semifabricat, iar depăşirea limitei
superioare implică riscul producerii unei fonte prea moi, cu ferită liberă în structură
perlitică, componentul cel mai susceptibil la uzura termică şi gripaj. Respectarea cu
stricteţe a proporţiilor de siliciu este impusă de rolul său de bază, acela de element
grafitizant. De asemenea, combinaţiile manganului cu sulful sunt favorabile atât pentru
proprietăţile antifricţiune, cât şi pentru mărirea rezistenţei la uzare a fontei pentru
cilindrii motoarelor.
Fontele pentru segmenţi trebuie să prezinte o duritate mai redusă cu circa 20 HB
faţă de aceea a materialului cilindrului cu care va lucra în pereche.
Pentru anumite cuple de frecare cu suprafeţele foarte fin prelucrate (exemplu,
pistonaş -cilindru de la pompele de injecţie), se utilizează oţelurile hipoeutectice
cementate sau călite. De felul cum se distribuie cementita în material după tratamentul
termic depind atât unele proprietăţi mecanice importante ale oţelului, cât şi comportarea
structurilor respective în procesele de uzare şi gripaj.
Structura şi conţinutul de carbon al oţelului au o influenţă deosebită asupra
rezistenţei la uzură a piesei respective (fig. 2.27). Din analiza figurii 2.27 se observă că
structura martenistică, cu conţinut ridicat de carbon prezintă cea mai bună rezistenţă la
uzură.
Fig. 2.27 Comportarea la uzură a oţelurilor în funcţie de conţinutul de carbon şi se structura
metalografică: 1- ferită; 2 - perlită; 3 - sorbită; 4 - trostită; 5 - martensită.
S-a constatat experimental că parametrul determinat asupra rezistenţei la uzură a
55
elementelor cuplei de frecare este duritatea suprafeţelor. Astfel, în structura oţelurilor
durificate prin procese termochimice, vor fi prezenţi compuşii specifici, ca nitrurile date
de azot cu diferite elemente de aliere care intră în compoziţia chimică a metalului.
Nitrurile stabile ale acestor elemente de aliere (Cr, Mo, V, Al etc), se separă în structură
în stare de înaltă dispersie şi imprimă materialului duritate şi rezistenţă mecanică
ridicate. În acest fel, duritatea materialului conduce la mărirea rezistenţei la uzură a
pieselor cuplei de frecare (fig. 2.28).
Fig. 2.28 Comportarea la uzură a oţelului carbon în funcţie de duritate
Pentru asigurarea unei durabilităţi corespunzătoare, trebuie să se acorde o atenţie
deosebită alegerii cuplului de materiale a pieselor conjugate. În cazul materialelor
identice supuse frecării, transformarea uzării de contact într-un proces violent de gripaj
este mult mai intensă, datorită faptului că aceste materiale se pot suda cu uşurinţă,
prezentând aceeaşi tendinţă de deformare.
Din acest motiv, se aleg cupluri de frecare din materiale diferite, de exemplu, oţel
- fontă, utilizat pentru cupla camă - tachet, sau oţel - aliaj antifricţiune, specific cuplei
fus - lagăr din construcţia motoarelor.
Practica a arătat că prezenţa incluziunilor dure măreşte rezistenţa la uzura de
contact a aliajelor antifricţiune, deoarece - acestea rămânând mai în relief în suprafaţa
activă - frecarea se va face între aceste microparticule dure şi suprafaţa piesei conjugate,
care, de asemenea, prezintă duritate ridicată (exemplu, fus de oţel - cuzinet căptuşit cu
aliaj antifricţiune). Particulele moi din structură reprezintă însă faza antigripantă a
aliajului, mărind în acelaşi timp capacitatea de incrustabilitate a aliajului faţă de
particulele abrazive, ceea ce conduce la o comportare mai bună la uzarea abrazivă. S-a
constatat experimental că factorii care îmbunătăţesc proprietatea de încorporare a
particulelor dure provenite din praf în procesul de ardere al M.A.I., produse asfaltoase,
particule de uzură etc, acţionează negativ asupra rezistenţei la oboseală a aliajului. Din
aceste motive, se recomandă, ca, la cuplurile de frecare solicitate dinamic (exemplu,
lagărele motoarelor termice), să se pună accentul nu pe proprietăţile de încorporare, ci
pe filtrarea riguroasă a lubrifiantului care vehiculează aceste particule străine.
La alegerea materialelor pentru piesele conjugate, trebuie avut în vedere ca
acestea să fie cât mai apropriate din punct de vedere electrochimic, astfel încât tendinţa
lor la uzare prin coroziune să fie cât mai redusă.
56
2.6.2 Calitatea suprafeţelor pieselor în frecare
Starea de denivelare a suprafeţelor, cunoscută sub denumirea de microgeometrie a
acestora, prezintă două aspecte importante. Unul se referă la microgeometria pe care o
au suprafeţele de frecare în stare iniţială, iar al doilea priveşte microgeometria specifică
în condiţiile căreia cupla de frecare funcţionează în mod normal.
Microgeometria iniţială rezultă din procesul de prelucrare, în general, prin
aşchiere, a suprafeţelor şi influenţează funcţionarea iniţială (de rodaj) a cuplei.
Microgeometria specifică rezultă din funcţionarea cupei de frecare în perioada de rodaj,
în anumite condiţii de lubrificaţie.
Microgeometria suprafeţelor de frecare apare în două forme: rugozitatea, care se
referă la denivelările caracterizate prin vârfuri şi adâncituri apropriate (fig. 2.29, a), şi
ondulaţiile, caracterizate prin proeminenţe şi adâncituri mai distanţate (fig. 2.29, b).
Microgeometria rugoasă, se datorează procesului de aşchiere, fineţea acestuia depinzând
de structura materialului şi de tipul prelucrării (strunjire, rectificare etc). Ondulaţiile se
datorează vibraţiilor maşinii - unelte şi stau într-o oarecare dependenţă faţă de gradul de
rugozitate cu care se prelucrează suprafaţa respectivă.
În cazul microgeometriei specifice, gradul de rugozitate rezultă din împerecherea
de materiale care alcătuiesc cupla de frecare şi se produce prin procesul combinat de
forfecare a microasperităţilor, de zgâriere şi de acţiunea abrazivă a particulelor provenite
din procesul de uzare. La acestea se mai adaugă şi procese de uzare datorate
impurităţilor dure din lubrifiant. Denivelările microgeometrice specifice (ondulaţiile)
apar ca urmare a vibraţiilor fusurilor, deci în cazuri de funcţionare defectuoasă a cuplei
fus - lagăr.
Un aspect cantitativ al rugozităţii suprafeţei îl reprezintă cupla de portanţă a
profilului (v. paragraful 2.2). Din dorinţa de a spori capacitatea portantă a apărut
tendinţa de a finisa în măsură tot mai mare aceste suprafeţe. Practic, s-a constatat, însă,
că suprafeţele superfinisate nu sunt întotdeauna şi cele mai avantajoase, din cauza
fenomenelor de adeziune moleculară, a gripărilor care se produc cu mai multă uşurinţă.
Aşadar, netezimea mare a suprafeţelor prezintă o capacitate redusă de reţinere a uleiului,
favorizând procesele de adeziune moleculară ce conduc la gripări. În acelaşi timp
suprafeţele cu rugozităţi mari înrăutăţesc ungerea datorită întreruperii peliculei de
lubrifiant de către vârfurile microasperităţilor. Prin urmare, este necesară o anumită
rugozitate optimă a suprafeţelor cuplei de frecare. Aceste aspecte au fost observate în
procesul de rodaj al motorului de automobil când s-au produs numeroase gripări. Efectul
rugozităţii segmenţilor asupra rodajului motorului (fig. 2.30) arată că, în cazul unei
rugozităţi de 0,2 m (curba 1), procesul de rodaj se realizează mult mai greu decât în
cazul unei rugozităţi de 1 m (curba 2).
57
Fig. 2.29. Microgeometria suprafeţelor circulare Fig. 2.30. Efectul rugozităţii segmenţilor
(I) şi plane (II), obţinută în urma prelucrărilor asupra rodajului la motor experimental,
mecanice: a – rugozitate; b – ondulaţii exprimat prin consumul de lubrifiant:
a – segmenţi obişnuiţi; b – segmenţi cromaţi;
1- rugozitatea R%; =0,2 m; 2 - rugozitatea R%; =2 m
Un alt aspect al fazei iniţiale de funcţionare a cuplelor de frecare derivă din
necesitatea de a corecta prin rodaj defectele geometrice şi abaterile de la coaxialitate ale
suprafeţelor conjugate. Această corecţie se obţine mai uşor dacă rugozitatea de
prelucrare este puţin mai mare, deoarece, în acest caz, cantitatea de material care trebuie
îndepărtată este mai mică şi deci durata rodajului devine mai scurtă.
Aşadar, procesul de rodaj, din punctul de vedere al calităţii suprafeţelor, depinde
de raportul dintre rugozitate şi macrodefecte, adică de raportul dintre microgeometria şi
macrogeometria suprafeţelor în frecare.
Calitatea prelucrării suprafeţelor joacă un rol important şi în ceea ce priveşte
uzarea prin coroziune. Valori mari ale rugozităţii favorizează, în anumite condiţii,
apariţia şi dezvoltarea elementelor corosive.
Calitatea suprafeţei este dată de microstructură, adică de gradul de deformare al
stratului superficial precum şi de tensiunile interne rezultate în urma prelucrărilor
mecanice. Având în vedere că forţa de frecare acţionează la nivelul acestui strat al
metalului, rezistenţa la uzură depinde în mare măsură de proprietăţile acestuia. Analizele
metalografice arată că, în urma prelucrării, în stratul superficial au loc anumite
modificării ale acestuia, care conduc, în anumite cazuri, la creşterea durităţii, dar şi a
tensiunilor interne remanente. Acest lucru duce la micşorarea rezistenţei la oboseală a
materialului, mai ales în cazul sarcinilor periodice.
58
2.6.3 Calitatea combustibililor şi lubrifianţilor
Combustibilii utilizaţi la funcţionarea motoarelor de automobil exercită o acţiune
corosivă asupra pieselor motorului cu care intră în contact direct. Această acţiune se
datorează proceselor chimice şi electrochimice, cauzate de prezenţa în combustibili a
unor compuşi chimici acizi sau alcalini, care pot apărea în urma pătrunderii în pelicula
de lubrifiant a produselor de ardere a combustibilului.
Sulful din combustibil manifestă o intensă acţiune corosivă asupra pereţilor
cilindrilor, intensificând uzura motorului (fig. 2.31). Prin pătrunderea combustibilului ce
conţine sulf în uleiul de motor, se accelerează degradarea acestuia prin îmbătrânire,
creşte aciditatea şi indicele de cocs, se măresc depunerile de calamină pe pistoane, în
canalele segmenţilor, şi pe cilindrii motorului.
Fig, 2.31 Influenţa conţinutului de sulf din combustibil asupra uzurii motorului:
a - curba de creştere a uzurii; b - uzurile diferitelor piese ale motorului; 1 - tachet; 2 - bolţul
pistonului; 3 - scaunul supapei; 4 - cămaşa de cilindru
S-a constatat că acţiunea corosivă a compuşilor sulfului este funcţie de
temperatură (fig. 2.32), zonele de uzură maximă corespunzând punctelor celor mai reci.
De asemenea, oxizii şi acizii reacţionează şi cu lubrifiantul utilizat, formând compuşi
organici consistenţi, care aderă pe suprafaţa de lucru a cilindrului sub acţiunea gazelor
fierbinţi, producând uzarea adezivă şi abrazivă a cilindrului.
Fig. 2.32 Influenţa temperaturii apei de răcire asupra uzurii motorului cu aprindere prin scânteie
La M.A.C., prin creşterea acidităţii motorinei, se măreşte uzura pistonului plonjor
al pompei de injecţie şi se intensifică depunerile de calamină, ceea ce conduce la mărirea
gradului de uzare abrazivă a pieselor motorului.
Prezenţa în combustibil a impurităţilor mecanice este foarte dăunătoare atât pentru
59
durabilitatea pieselor principale ale motorului, cât şi pentru instalaţia de alimentare,
datorită acţiunii lor abrazive.
În urma proceselor de oxidare din uleiurile minerale, rezultă diferiţi compuşi
oxidanţi (aldehide, cetone, acizi etc), precum şi alte produse răşinoase sau carbonoase
(calamina), cu efecte abrazive sau corosive asupra pieselor cu care vin în contact. Uzura
corosivă se manifestă în mod deosebit pe suprafaţa de lucru a cilindrului, pe suprafeţele
de frecare ale cuzineţilor arborelui cotit şi cu came, iar uneori şi pe talerul supapei de
evacuare. Coroziunea cilindrilor are loc, în principal, sub acţiunea compuşilor activi ai
sulfului proveniţi din arderea combustibililor lichizi care conţin urme de sulf sau a
uleiurilor minerale acide.
Proprietăţile lubrifiantului (onctuozitatea, vâscozitatea etc.) au un rol important în
reducerea uzurii adezive a suprafeţelor de frecare. Astfel, onctuozitatea favorizează
menţinerea filmului de ulei pe suprafeţe în timpul opririlor, iar vâscozitatea asigură
accesul rapid al lubrifiantului la locul de frecare, contribuind la formarea peliculei
separatoare dintre suprafeţe şi la reducerea timpului de contact intermetalic la pornire.
Este cunoscut faptul că uzura unui motor la pornire poate fi echivalentă cu uzura în
regim normal a mai multor ore de funcţionare, motiv pentru care motoarele cu opriri şi
porniri frecvente se uzează mult mai repede.
Acţiunea corosivă a lubrifiantului creşte sensibil în prezenţa gazelor din carter,
acestea conţinând o mare cantitate de vapori de apă, produse de oxidare etc. Pentru
diminuarea acţiunii corosive a lubrifianţilor asupra pieselor motorului, se utilizează
diferiţi aditivi antioxidanţi cu efecte anticorosive şi antiuzură.
Impurităţile dure din lubrifiant (particule de cuarţ, particule metalice desprinse
prin uzare, particule de calamină etc.) intensifică uzarea abrazivă a pieselor de frecare,
ducând în anumite condiţii până la griparea motorului. De altfel, abraziunea intervine în
procesul de uzare al motoarelor cu o pondere egală cu suma tuturor celorlalte cauze
posibile.
2.6.4 Efectul sarcinii, vitezei şi temperaturii asupra uzării
Acţiunea sarcinii asupra pieselor cuplei de frecare are drept rezultat modificarea
regimului termic în punctele de contact intermetalic, favorizând astfel apariţia
microsudurilor la nivelul acestor puncte, conducând, în final, la intensificarea procesului
de uzare. Influenţa sarcinii asupra uzării este strâns legată de calitatea suprafeţei, de
micro şi macrogeometria fiecărei piese componente a cuplei cinematice. Contactul direct
dintre suprafeţele de frecare sub acţiunea sarcinilor mici, dar la viteze de alunecare mari,
duce, în general, la uzuri prin desprinderea materialului şi prin formarea de microsuduri
mai mult sau mai puţin localizate. Pe de altă parte, funcţionarea cuplelor de frecare la
sarcini mari determină creşteri ale temperaturii ce favorizează apariţia efectelor uzării
adezive, în special deformări plastice, topiri de material şi gripaje. De asemenea, la
sarcini mari şi viteze reduse, efectele oboselii materialului apar mai frecvent prin
formarea fisurilor interne, cu atât mai profunde cu cât rostogolirea în raport cu
60
alunecarea este mai pronunţată (la roţi dinţate, rulmenţi etc).
Sarcina are o acţiune preponderentă în procesul uzării abrazive accelerând
desfăşurarea acestuia pe o perioadă scurtă, dacă prezenţa particulei dure este
întâmplătoare şi nu permanent vehiculată de lubrifiant între suprafeţele de frecare.
În regim de ungere hidrodinamică, viteza periferică a arborilor influenţează
grosimea peliculei de lubrifiant (v. paragraful 2.2.2) şi deci frecarea dintre piesele
conjugate. Astfel, la viteze periferice mari (la pornirea motorului), deoarece nu se poate
asigura ungerea hidrodinamică, uzura este mai pronunţată (v. şi paragraful 2.6.3).
Funcţionarea motorului la turaţii foarte ridicate, duce la modificarea regimului
termic al acestuia, având drept urmare scăderea vâscozităţii uleiului, schimbarea
proprietăţii materialelor în stratul superficial mai ales acela care are un rol important în
comportarea la uzură a cuplelor de frecare (duritate, modificări structurale etc).
Totodată, creşterea temperaturii favorizează coroziunea metalelor prin oxidare,
suprafeţele metalice oxidate fiind mai susceptibile la acţiunea agenţilor chimici exteriori.
În cazul M.A.I., temperatura de funcţionare redusă (sub o anumită limită) poate
intensifica coroziunea mai ales dacă combustibilii şi lubrifianţii utilizaţi conţin urme de
sulf.
2.6.5 Jocurile dintre suprafeţele în frecare
Buna funcţionare a cuplelor de frecare, precum şi comportarea la uzură a acestora
depind în mare măsură de jocurile ce se stabilesc la fabricare sau la reparare.
Jocul iniţial al unei asamblări mobile (exemplu, fus - lagăr) are o mare influenţă
asupra procesului de uzare şi implicit asupra duratei de funcţionare a cuplei respective
(fig. 2.33), care este determinată de jocul maxim admisibil al acesteia. În cazul unui joc
iniţial ji1, durata de funcţionare a cuplei va fi T1, iar în cazul unui joc ji2, va fi T2. Se
observă că (fig. 2.30), în cazul jocului ji2 > ji1, durata de funcţionare a cuplei este T2 <
T1. Aceasta se datorează faptului că durata de funcţionare a unei cuple de frecare este
limitată de jocul maxim admisibil Smax, care nu depinde de jocul iniţial. Funcţionarea
cuplei cu un joc mai mare decât jocul maxim admisibil accelerează procesul de uzare
datorită solicitărilor dinamice.
Fig. 2.33 Influenţa jocului iniţial al unei asamblării mobile asupra duratei de funcţionare a pieselor
conjugate
61
Rezultă că durata de serviciu a unei cuple de frecare este cu atât mai mare, cu cât
jocul iniţial şi uzura de rodaj sunt mai mici.
La reparaţii se ivesc adesea cazuri când o asamblare are jocul mai mic sau mai
mare decât cel admisibil. Jocul mai mic duce la imposibilitatea realizării regimului de
ungere lichidă, deoarece nu se poate forma pelicula de ulei necesară, conducând la
supraîncălziri ale pieselor cuplei, zgârieturi pe suprafeţele de frecare şi chiar la gripare.
Jocuri mai mari duc la eliminarea lubrifiantului dintre suprafeţele în frecare, la creşterea
sarcinilor dinamice şi la accelerarea procesului de uzare.
Aşadar, este necesar ca, la asamblările mobile, jocul iniţial să fie menţinut în
limite bine determinate, fie printr-o prelucrare de precizie a pieselor, fie printr-un montaj
selectiv, bazat pe metoda sortării pieselor conjugate.
2.6.6 Condiţiile de exploatare
Condiţiile de exploatare au o mare influenţă asupra uzării pieselor componente ale
automobilului. Diversitatea condiţiilor de exploatare (categorie de drum, microrelief,
anotimp etc), calitatea combustibililor şi lubrifianţiior (v. paragraful 2.6.3), stilul de
conducere (utilizarea schimbătorului de viteze, a frânei etc), precum şi modul de
respectare a normelor de întreţinere determină comportarea la uzură a pieselor cuplei de
frecare.
Multitudinea factorilor care contribuie la uzarea pieselor subansamblurilor şi
ansamblurilor automobilului creează dificultăţi în aprecierea acelora care acţionează cu
ponderea cea mai mare în exploatare.
Practica arată că o influenţă deosebită asupra gradului de uzare al motorului o are
regimul termic al acestuia. Astfel, dacă temperatura de regim a apei de răcire (80 - 90
°C) în timpul funcţionării motorului este mai mare (vara) sau mai mică (iarna)se produce
o uzare intensă a pieselor cuplei de frecare piston - segmenţi - cilindru.
De asemenea, funcţionarea automobilului pe drumuri cu mult praf, fără luarea
măsurilor corespunzătoare de filtrare suplimentară a acestuia, conduce la intensificarea
uzării abrazive a pieselor motorului.
În consecinţă, prin aplicarea corectă şi la timp a normelor de întreţinere
corespunzătoare condiţiilor reale de exploatare, prin efectuarea reglajelor motorului şi
prin utilizarea raţională a automobilului, se poate mări durata de funcţionare a acestuia.
2.7 Stabilirea limitelor admisibile de uzare
2.7.1 Criterii de apreciere a limitelor de uzare
Durata de funcţionare a automobilelor şi subansamblurilor acestuia depinde de un
mare număr de factori, printre care un loc important îl ocupă valoarea limită admisibilă a
uzurii pieselor componente. Stabilirea corectă a valorilor limită a uzurilor are implicaţii
tehnico -economice deosebite. Astfel, reformarea sau introducerea în reparaţie înainte de
termen a agregatelor conduce la creşterea consumului de piese de schimb şi la mărirea
62
cheltuielilor de producţie. Folosirea acestora peste limitele de funcţionare admise duce la
creşterea consumului de energie, la limitarea posibilităţilor de recondiţionare, la apariţia
avariilor şi chiar a accidentelor de muncă.
Principalele criterii de apreciere a limitelor de uzare a pieselor sunt: tehnic,
funcţional (tehnologic), reparabilităţii pieselor, economic şi al siguranţei în funcţionare.
La aplicarea acestor criterii trebuie avute în vedere că, deşi fiecare dintre ele, în
principiu, poate fi folosit pentru stabilirea limitei de uzare a pieselor, totuşi, pentru
anumite-cuple cinematice, în funcţie de destinaţie şi modul lor de funcţionare,
determinarea stării limită se face după un singur criteriu, urmând ca celelalte să fie
folosite drept criterii ajutătoare şi pentru verificare.
Criteriul tehnic se recomandă a fi aplicat pentru stabilirea limitelor de uzare a
cuplelor cinematice solicitate dinamic, a căror funcţionare peste o anumită perioadă de
timp duce la apariţia uzurilor de avarie (v. fig. 2.22).
În cazul unei cuple de tipul fus - lagăr (fig. 2.34), jocul maxim se calculează cu
relaţia:
ijuuj max2max1max (2.54)
în care: u1,2 max este uzura maximă a arborelui şi respectiv a alezajului; ji este jocul iniţial
(de montaj).
Fig. 2.34 Curbele teoretice de variaţie a uzurii pentru două piese cu durate de funcţionare până la starea
limită, egale
Limita de uzare atât pentru arbore, cât şi pentru alezaj este caracterizată de
schimbarea intensităţii uzării în punctele de inflexiune B1 şi B2, unde tg ' > tg şi
respectiv, tg ' > tg . Specific acestei forme de manifestare a uzurii sunt lagărele paliere
şi manetoane, articulaţiile bolţ - piston sau bolţ - bucşă - bielă, articulaţiile sferice de la
mecanismul de direcţie etc.
În articulaţiile mecanismului bielă - manivelă, jocul maxim se determină din
expresia lucrului mecanic de lovire, adică:
3
1
33
33
max 5,5
Rnm
dldj
(2.55)
unde: d este diametrul arborelui; l este lungimea fusului arborelui; m este masa redusă în
63
articulaţie; n este turaţia; R este raza manivelei. Mărimea jocului din cupla de frecare
conduce la o creştere importantă a lucrului mecanic de lovire, conform relaţiei Lm = Kj4/3
(fig. 2.35). Ca urmare a creşterii rapide a intensităţii de uzare are loc distrugerea
asamblării respective.
Fig. 2.35 Variaţia de lucru mecanic de lovire în funcţie de mărimea jocului dintre piesele conjugate
Când piesele cuplei de frecare au potenţiale diferite, ceea ce este specific lagărelor
cu alunecare fără sarcini dinamice, starea limită a articulaţiei este determinată de piesa
care are potenţialul mai mic (fig. 2.36). Analizând stările limită ale pieselor cuplei,
rezultă că, dacă limitele de uzare ale acestora sunt caracterizate prin schimbarea vitezelor
de uzare respective, jocul limită este determinat de uzura limită a unei piese, astfel:
11lim2max juuj (2.56)
unde u1 este uzura arborelui corespunzătoare uzurii maxime a alezajului piesei conjugate.
Fig. 2.36 Curbele de variaţie a uzurii pentru două piese conjugate cu potenţiale diferite
Relaţia (2.56) se utilizează pentru aprecierea stării limită a cuplelor de frecare la
care forma geometrică nu se schimbă în aşa măsură încât să influenţeze condiţiile de
funcţionare a articulaţiei.
Criteriul funcţional. Pentru stabilirea limitelor de uzare la unele cuple de frecare
care, după o anumită perioadă de funcţionare, cu toate că viteza de uzare se menţine
constantă sau scade, numai realizează indicii funcţionali şi calitativi impuşi, se aplică
criteriul funcţional (tehnologic).
Stabilirea stării limită prin utilizarea acestui criteriu se aplică pompelor de ulei,
pompelor de injecţie, distribuitoarelor hidraulice etc. care nu mai realizează parametrii
corespunzători funcţionării normale a subansamblului respectiv. Pompele de ulei de la
64
instalaţia de ungere a M.A.I, după o anumită perioadă de funcţionare, datorită jocurilor
dintre piesele conjugate, nu mai realizează debitul limită impus pentru efectuarea ungerii
motorului.
De asemenea, injectoarele M.A.C. cu duzele uzate nu mai asigură parametrii
calitativi şi cantitativi ai pulverizării combustibilului, ceea ce conduce la o ardere
necorespunzătoare şi, în final, la scăderea puterii motorului şi chiar la creşterea
consumului de combustibil.
Criteriul recondiţionabilităţii. Anumite cuple de frecare pot fi menţinute în
funcţionare până la un anumit grad de uzare, a cărui intensitate se menţine
cvasiconstantă, fără a exista pericolul apariţiei uzurii de avarie, însă înrăutăţirea indicilor
calitativi se produce într-un stadiu aşa de avansat, încât recondiţionarea pieselor
respective ar fi tehnologic imposibilă.
Aşa este cazul garniturilor de fricţiune ale ambreiajelor şi frânelor automobilelor,
la care limitele de uzare se stabilesc în raport cu soluţia constructivă şi cu metoda de
reparare. Astfel, uzura limită la garniturile de fricţiune nituite pe discuri sau saboţi este
determinată de adâncimea de îngropare a nitului (30 - 40 % din grosimea materialului),
iar cele lipite prin adezivi sintetici, starea limită apare când materialul de fricţiune s-a
uzat 70 - 80 % din grosimea iniţială.
Fig. 2.37 Determinarea parcursului economic până la casare, prin metoda grafo - statistică, în sistemul
de exploatare cu RK: LcI şi LcII - parcursurile economice ale ciclului I şi, respectiv, II (casare); C3 şi C’3
– cheltuieli specifice de întreţinere şi de reparaţii curente până la RK şi după RK (b > b'); CRK - costul
pentru RK; CminI şi CminII - cheltuieli totale minime corespunzătoare ciclului I şi II
Criteriul economic al siguranţei în funcţionare. Prelungirea duratei de funcţionare
a ansamblurilor şi subansamblurilor din construcţia automobilelor peste anumite limite
65
duce la modificarea anumitor parametrii (scăderea puterii motorului, creşterea
consumului de combustibil şi lubrifiant etc), ceea ce face ca exploatarea în continuare a
automobilului să fie neeconomică. Acest criteriu se aplică, mai ales, la aprecierea
momentului stare tehnică limită a automobilului. Pentru aceasta, cheltuielile specifice
totale de exploatare (fig. 2.37) se exprimă sub forma [29, 48]:
kmleiLCbLkC at / (2.57)
în care: k este componenta fixă a cheltuielilor specifice; b este intensitatea creşterii
cheltuielilor specifice de întreţinere şi RK; Ca este valoarea de achiziţie a automobilului;
L este parcursul.
Parcursul economic Lec care determină casarea automobilului sau introducerea în
RK se obţine prin determinarea valorii minime a funcţiei Ct = Ct (L):
kbCC at 5,0
2min (2.58)
Criteriul siguranţei în funcţionare se referă la stabilirea unor valori limită pentru
probabilitatea stării de nedefectare a automobilului pe agregate şi în ansamblu.
Criteriul economic, în general, vine să completeze celelalte criterii, utilizându-se
împreună.
2.7.2 Jocurile admisibile dintre fusuri şi lagăre
Determinarea caracterului ajustajelor se face în funcţie de condiţiile de lucru şi de
perioada de funcţionare a cuplei de frecare, avându-se în vedere faptul că jocul iniţial
(de montaj) se măreşte treptat datorită procesului de uzare a pieselor în timpul
funcţionării. Jocurile pot creşte până la anumite valorii limită, după care funcţionarea
cuplei devine anormală. De aceea, apare necesitatea determinării jocurilor minime,
maxime şi optime, în funcţie de caracteristicile constructive şi funcţionale ale pieselor
conjugate. La cuplele cinematice de tipul fus - lagăr care lucrează în condiţii de ungere
lichidă, valorile jocurilor se calculează pe baza teoriei hidrodinamice a ungerii.
Pornind de la ecuaţia ungerii hidrodinamice sub formă diferenţială: dp/dx = 6v
(h - hm) / h3 transpunând-o în coordonate polare, se determină valoare presiunii
lubrifiantului p, într-o secţiune oarecare. Făcând suma proiecţiilor presiunii pe verticală,
prin integrare, se obţine valoarea forţei F ce acţionează asupra arborelui. Ţinând seama
de capacitatea de susţinere (sarcina specifică) a fusului pm = F / dl, în final se obţine:
fpm 2
(2.60)
Humbel propune pentru funcţia f() o relaţie empirică de forma: f() = 1,04/(1 -
). Pentru un lagăr de lungime finită 1, la care se produc scăpări de lubrifiant pe la
capete, se introduce un coeficient de corecţie c, c = (d + l)/l şi astfel expresia (2.60)
capătă forma:
66
cpm 21
04,1
(2.61)
Parametrii caracteristici lagărelor cu alunecare
Tabelul 2.8
Simbol Semnificaţia şi formula
de definiţie
Simbol Semnificaţia şi formula de definiţie
D Diametrul alezajului
cuzinezului
c Excentricitatea absolută
d Diametrul fusului Excentricitatea relativă =e/
L Lungimea fusului v Viteza periferică a fusului v=r
Jocul radial absolut
=R-r=(D-d)/2
h Grosimea filmului de lubrifiant
Jocul diametral absolut
=D-d=2
hmax Grosimea filmului de lubrifiant în punctul
unde presiunea este minimă
Jocul relativ =/d=/r hmin Grosimea minimă a peliculei unde
presiunea este maximă
Vâscozitatea dinamică n Turaţia arborelui
Viteza unghiulară a
arborelui
p Presiunea lubrefiantului întro sectiune
oarecare
Semnificaţiile notaţiilor utilizate, precum şi relaţiile lor de definiţie sunt
prezentate în tabelul 2.8.
În cazul cuplei fus - lagăr, poziţia arborelui în alezaj este determinată de turaţia
acestuia (v. fig. 2.12). La n = 0, fusul fiind în repaus, se reazemă liber pe partea
inferioară a lagărului, centrul fusului fiind la j/2 = (D - d)/2 de la centrul lagărului. Pe
măsură ce turaţia creşte, se formează o peliculă de lubrifiant, între fus şi lagăr, care
acţionează ca o pana de ulei ce ridică fusul de pe lagăr şi îl împinge în sensul rotaţiei.
Când turaţia tinde către infinit, poziţia axei - fusului tinde să coincidă cu axa lagărului.
Ca urmare, pornind de la grosimea maximă a stratului de lubrifiant hmax în sens orar,
presiunea creşte până ce stratul de lubrifiant devine minim, unde presiunea este maximă.
Condiţia necesară pentru menţinerea ungerii lichide este ca suprafaţa lagărului şi
fusului să nu vină în contact direct, adică să fie îndeplinită condiţia din relaţia (2.11).
Grosimea minimă a stratului de lubrifiant se calculează pornind de la relaţia
(2.61), în care se introduc valorile absolute din tabelul 2.8 şi se obţine:
F
n
cj
ld
p
n
cj
dh
m
32
min 054,0054,0 (2.62)
În relaţia (2.62), d şi c sunt mărimi constructive şi se pot considera practic
constante. După o anumită perioadă de funcţionare, jocul j se măreşte şi determină
micşorarea valorii peliculei de lubrifiant hmin, ceea ce face posibilă apariţia frecării
semilichide.
67
Mărimile n, şi pm, având variaţii însemnate în timpul funcţionării cuplei
cinematice, contribuie la asigurare grosimii minime a peliculei de lubrifiant. Astfel,
supraîncărcarea motorului conduce la scăderea turaţiei n, la o creştere bruscă a presiunii
p şi implicit la micşorarea lui hmin, care provoacă uzura pieselor conjugate şi chiar
distrugerea lor.
Jocul minim (optim) este considerat ca fiind jocul rezultat după terminarea
rodajului cu care începe funcţionarea normală a cuplei. El se calculează astfel încât să
aibă o valoare cât mai mică, dar suficient de mare că să asigure o ungere lichidă (v. şi
paragraful 2.6.5). Experimental, s-a constatat că frecarea este minimă atunci când
excentricitatea relativă = 0,5.
Punând această condiţie, rezultă că:
0min4
1jh (2.63)
Ţinând seama de relaţiile (2.62) şi (2.63), în care se consideră că j tinde către j0
rezultă:
mcp
ndj
446,00 (2.64)
Creşterea jocului dintre piesele conjugate determină micşorarea grosimii stratului
minim de lubrifiant hmin (v. rel. 2.62). Jocul maxim admis în funcţionare se consideră
acela la care suprafeţele fusului şi lagărului se ating între ele, adică cupla cinematică nu
mai lucrează în condiţii de ungere lichidă; deci:
max2max1min RRh (2.65)
unde R12max sunt rugozităţile maxime ale lagărului şi, respectiv, fusului.
Când jocul dintre piesele conjugate ale cuplei de frecare a ajuns la limita maximă,
relaţia (2.63) se poate scrie:
max2max1min
2
min 054,0 RRp
m
cj
dh
m
(2.66)
de unde:
max2,1
2
max 054,0Rcp
ndj
m
(2.67)
s-au împărţind (2.67) la (2.64) rezultă:
max2,1
20
min4 R
jj (2.68)
R1,2 max se poate considera aproximativ jumătate din valorile microasperităţilor de
dinainte de rodaj, adică din rugozităţile rezultate la prelucrare date în tabelul 2.9.
Clasele de precizie, rugozitatea suprafeţelor şi adâncimea stratului ecruisat pentru
diferite procedee de prelucrare
Tabelul 2.9
Procedeul de prelucrare Clasele de Abaterea medie a Adâncimea de
68
precizie neregularităţilor Ra, m ecruisare S, m
Strunjire de degroşare 10...12 12,5...50 200
Strunjire de finisare 10...11 3,2...12,5 150
Burghiere şi adâncire 10...12 6,3...12,5 250
Alezare de degroşare 8...9 1,6...6,3 250...300
Alezare de finisare 6...8 0,8...3,2 150...200
Broşare 6...8 0,8...1,6 100
Frezare plană de
dergoşare
10...12 6,3...12,5 120
Frezare plană de finisare 8...9 0,8...6,3 100
Frezare sau mortezare
de degroşare a dinţilor
11 3,2...6,3 140
Frezare sau mortezare
de finisare a dinţilor
6...8 1,6...3,2 120
Şeveruire 3...7 0,4...0,8 100
Rectificare 5...7 0,1...0,8 60
Netezire (honuire) 5 0,5...0,2 0,25...2,5
2.7.3. Jocurile admisibile dintre piston şi cilindru
Regimul de frecare al cuplei cinematice piston – segmenţi – cilindru se
caracterizează prin viteze medii de alunecare cuprinse în limitele 8 – 12 m/s cu caracter
variabil, ajungând periodic la zero, temperaturi de ordinul a 200 – 250 C la partea
superioară a cilindrului, o ungere aleatoare cu schimbarea timpului de-a lungul cursei
(fig. 2.38)., predominând regimul mixt – limită către PMS şi înrăutăţirea ungerii în cazul
pornirii la rece.
În cazul frecării limită şi mixtă de alunecare, asupra evoluţiei uzurii o influienţă
deosebită o au următorii factori: geometria şi tipul cuplei de frecare, lubrefiantul şi
îndeosebi prezenţa unor aditivi, presiunea, starea şi condiţiile locale ale suprafeţei de
frecare, temperatura, natura materialelor cuplei, duritatea, viteza de alunecare, etc.
La cupla piston – segmenţi – cilindru, variaţia vitezei de alunecare are o
contribuţie importantă asupra modificării regimului de ungere de-a lungul cursei (v.
fig.2.38).
Fig. 2.38 Schimbarea regimului de ungere a cuplei segment – cilindru de-a lungul generatoarei cămăşii
de cilindru (curbe obţinute experimental)
69
Uzura apare în momentele în care pelicula de lubrefiant se întrerupe local datorită
factorilor interni sau externi. În afară de mişcarea alternativă, segmentul mai execută o
mişcare de rotaţie (în jurul axei sale) în canalul pistonului, precum şi o mişcare radială,
urmărind suprafaţa cilindrului. Modul de uzare al segmentului influienţează elasticitatea,
presiunea de contur şi funcţia sa de etanşare.
În funcţionare, la cupla piston - segmenţi - cilindru, apar toate tipurile principale
de uzare: adezivă, corosivă, abrazivă şi de oboseală. Uzura cilindrului în cele două
planuri este reprezentată în figura 2.39. Datorită complexităţii fenomenului de frecare -
ungere, precum şi a particularităţilor constructive ale cuplei piston - segmenţi - cilindru,
un calcul analitic pentru determinarea jocurilor limită este mai dificil, apelându-se la alte
metode.
Fig. 2.39 Variaţia uzurii după înălţimea cilindrului
1 - uzura în planul arborelui cotit; 2 - uzura în planul normal arborelui cotit
S-a constatat practic, că, odată cu creşterea uzurii pieselor conjugate ale cuplei
menţionate, atât consumul de combustibil, cât şi puterea motorului se modifică destul de
puţin în schimb, consumul de lubrifiant înregistrează o creştere însemnată.
Astfel, uzura segmenţilor, în special a celor de ungere, face ca uleiul să ajungă în
camera de ardere, participând la ardere împreună cu amestecul carburant, dând naştere la
depuneri carbonoase dure (calamină), care intensifică procesul de uzare al motorului.
Având în vedere aspectele prezentate, se recomandă ca jocurile limită dintre
piesele conjugate ale cuplei piston - segmenţi - cilindru să se stabilească pe baza
consumului de ulei al motorului (criteriul economic).
Ţinând seama de natura probabilistică a fenomenului de frecare - uzare şi de
faptul că, criteriul menţionat anterior nu poate fi aplicat cu suficientă precizie, s-a recurs
la metoda statistică. O justificare a calcului statistic rezultă din faptul că, contactul
suprafeţei permanent încărcate (a segmentului) se realizează periodic pe suprafaţa
cilindrului şi, totodată, aleator din punctul de vedere al suprafeţelor reale de contact.
Pornind de la ipoteza că uzarea cuplei de frecare segment - cilindru lubrifiată şi
solicitată normal este influenţată în special de către duritatea segmentului HBS, duritatea
cămăşii de cilindru HBC şi viteza relativă medie Vm, pe baza unui număr redus de
determinări experimentale prealabile ale vitezei de uzare a segmentului Vus şi cilindrului
Vuc (mg/h), D. Pavelescu [42, 43] a obţinut două ecuaţii de forma:
70
Vuc=A0+AinBs+A1HBc+A3Vm (2.69)
Vuc=Ao’+A1’HBs+A2’HBc+A3’Vm
unde coeficienţii Ai au fost determinaţi pe cale experimentală prin utilizarea metodei
trasorilor radioactivi.
Prin utilizarea relaţiilor (2.69) se poate calcula durabilitatea cuplei de frecare.
Astfel, impunând uzura maximă admisibilă prin dimensiunea fantei segmentului,
grosimea materialului pierdut prin uzare hmu va fi:
hm=hs+he (2.70)
unde hs,c reprezintă grosimea materialului segmentului şi, respectiv, al cămăşii, pierdută
prin uzare.
Dacă se face notaţia:
c
s
uc
usv
h
h
V
VK (2.71)
din relaţiile (2.70) şi (2.71) rezultă:
muv
cmuv
vs h
Khşih
K
KK
1
1
1 (2.72)
În aceste condiţii durabilitatea segmentalui, respectiv a cămăşii, la uzare, Ds,c va
fi:
hV
GD
cus
cscs
,
,, (2.73)
unde: muv
vss h
K
KDlG
1 şi mu
v
vcc h
K
KDlG
1 în g; D este diametral comun
pieselor conjugate; ls,c este înălţimea segmentului şi, respectiv, a cămăşii de cilindru;
este densitatea. Deoarece atât durabilitatea cât şi fiabilitatea cuplei de frecare sunt funcţii
statistice, în raport cu viteza de uzare, acestea pot fi aproximate satisfăcător de către o
distribuţie normală (Gaussiană) în funcţie de durata de viaţă a cuplei T şi de către
abaterea standard .
Prin urmare, calculul vitezei de uzare, al durabilităţii şi al fiabilităţii cuplei piston
-segmenţi - cilindru se poate efectua prin utilizarea metodelor statistice. Calculul statistic
prezintă avantajul că, pornind de la situaţia reală reflectată prin date experimentale, care
ţin searna de interacţiunea tuturor factorilor implicaţi în procesul de uzare, asigură o
mare economie de timp, de material şi se manoperă.
2.7.4 Limitele de uzare la roţile dinţate
Complexitatea proceselor tribologice ce au loc la funcţionarea unui angrenaj, prin
participarea simultană şi interacţiunea diferiţilor parametri interni şi externi, face dificilă
cunoaşterea ponderii cu care fiecare parametru sau grupuri de parametrii influenţează
viteza sau intensitatea uzării flancurilor.
Angrenajele sunt scoase din funcţionare prin deteriorarea sau prin ruperea dinţilor,
respectiv prin distrugerea suprafeţelor în contact direct. În figura 2.40 se prezintă, în
71
conformitate cu STAS 8741-81, modurile de deteriorare a danturii, iar în figura 2.41
cauzele scoaterii din uz a roţilor dinţate.
Fig. 2.40 Modurile de deteriorare a danturii
Cauza principală a distrugerii danturii unui angrenaj este uzarea prin oboseală
superficială. Fenomenul constă în amorsarea unei fisuri prin oboseală, care progresează,
producându-se, în final, o rupere de material datorită, mai ales, uleiului pătruns în fisură,
desprinzându-se astfel particule macro şi microscopice de pe suprafaţa de lucru a
dinţilor. Factorii care influenţează în mod deosebit evoluţia intensităţii şi vitezei de
uzare sunt: geometria şi natura materialelor cuplei de frecare, lubrifiantul, starea de
suprafaţă şi condiţiile locale ale suprafeţei de frecare, temperatură, duritatea, viteza de
alunecare etc. (fig. 2.42). Materialul exfoliat contribuie la uzarea abrazivă a
angrenajului, ceea ce conduce la modificarea formei şi dimensiunilor dinţilor (fig. 2.43).
Jocul maxim dintre dinţii în contact direct al unui angrenaj, determinat de stratul
de material uzat şi de grosimea minimă a peliculei de lubrifiant (v. rel. 2.9) are implicaţii
deosebite în funcţionarea acestuia, prin creşterea sarcinilor dinamice, în raport cu cele
iniţiale.
72
Fig. 2.41 Cauzele scoaterii din uz a angrenajelor
Fig. 2.42 Evoluţia uzării angrenajelor în funcţie Fig. 2.41 Modificarea formei şi dimensiunilor
de încărcare şi viteza de alunecare flancurilor dinţilor unui angrenaj ca urmare
a procesului de uzare
Admiţând proporţionalitatea directă între grosimea stratului de material uzat şi
lucrul mecanic specific de frecare pe unitatea de suprafaţă activă, considerând uzarea
abraziv - adezivă a flancurilor dinţilor angrenajelor, se poate scrie:
mmZZBD
NTqs
du
12
11
2sin
(2.74)
unde: s este grosimea stratului de material uzat, în mm; qu este un coeficient de uzură, în
mm3/kW; este coeficient de frecare dependent de cuplul de materiale şi de felul
ungerii; T este durata de funcţionare, în h; N este puterea medie în timpul T, în kW; B
este lungimea dintelui (lăţimea coroanei dinţate), în mm; este unghiul de angrenare;
Z1,2 este numărul de dinţi ai roţilor în angrenare; Dd este diametrul cercului de divizare al
roţii dinţate, în mm. Pentru o pereche de roţi dinţate în angrenare, impunând un anumit
timp de funcţionare cuplei de frecare, se poate determina, utilizând relaţia (2.74),
grosimea stratului de material uzat, sau invers, pentru o anumită valoare impusă jocului
73
maxim admisibil, rezultă durata de funcţionare normală a angrenajului respectiv.
În absenţa unor particule abrazive sau pentru cuple cinematice cu durităţi
apropiate ale suprafeţelor de frecare, uzarea este de tip adeziv şi este caracterizată prin
intensitatea şi, respectiv, viteza de uzare. Mărimea adimensională I ce permite
determinarea durabilităţii în condiţiile unei uzuri maxime admisibile se exprimă prin
relaţia:
f
u
dL
dhI (2.75)
în care: hu este grosimea stratului de material uzat în timpul t; Lf este lungimea de
frecare parcursă de un punct în timpul t.
Pornind de la determinarea experimentală a intensităţii de uzare I, în funcţie de
anumiţi parametri de exploatare în [70], s-a ajuns la o ecuaţie de regresie de forma:
ar vAApAAI 3210 (2.76)
în care: pr este presiunea reală determinată pe baza curbei de portantă; este
vâscozitatea relativă a lubrifiantului utilizat pentru ungerea cuplei; va este viteza de
alunecare; Ai sunt coeficienţi.
Cu ajutorul metodelor statistico - matematice se deduc valorile coeficienţilor Ai,
stabilindu-se ponderea de influenţă a parametrilor luaţi în considerare (pr, şi va).
Cunoscând intensităţile de uzare a elementelor cuplei, se pot stabili vitezele de
uzare ale acestora. Astfel, pentru cuple cu contact hertzian mobil, aşa cum sunt cuplele
formate din dinţii roţilor aflate simultan în angrenare, vitezele de uzare ale celor două
elemente sunt:
111
1 25,2 IV
V
E
R
b
P
dt
dhV aen
u (2.77)
222
2 25,2 IV
V
E
R
b
P
dt
dhV aen
u (2.78)
unde: Pn este sarcina normală pe flanc; b este lungimea de contact a dintelui; Re este raza
de curbură echivalentă; E este modulul de elasticitate redus al materialelor ce se găsesc
în contact; este viteza unghiulară; Va este viteza de alunecare; v1,2 este viteza de
rostogolire a pinionului şi, respectiv, a roţii dinţate; I1,2 sunt intensităţile de uzare ale
elementelor cuplei.
Cunoscând intensitatea de uzare pentru un angrenaj dat (v. rel. 2.76), se poate
calcula viteza de uzare cu relaţiile (2.77) şi (2.78) şi, în final, se poate determina
durabilitatea în funcţionare, impunând o anumită grosime stratului de material uzat, care
să nu pericliteze buna funcţionare a angrenajului. Problema se poate pune şi invers
adică, pentru o perioadă de funcţionare dată, se poate calcula grosimea totală a stratului
de material uzat (h1 +h2).
Din cele menţionate anterior rezultă că utilizarea calculului statistic al uzării unui
angrenaj permite determinarea durabilităţii şi fiabilităţii acestuia în anumite condiţii de
funcţionare.
74
2.7.5 Limitele de uzare admise la schimbarea formei geometrice
La funcţionarea cuplelor cinematice, odată cu uzarea pieselor conjugate se
produce şi modificarea formelor geometrice ale acestora. Schimbarea formei geometrice
a pieselor faţă de forma lor iniţială este rezultatul uzării neuniforme a suprafeţei de
frecare. Prin urmare, şi în acest caz este necesar să se determine limita maximă de
abatere de la forma geometrică peste care apare tendinţa uzării de avarie.
La determinarea pe cale analitică a ovalităţii unei cuple cinematice de tipul fus -
lagăr, s-a pornit de la analiza poziţiei geometrice a celor două piese conjugate în funcţie
de jocul iniţial (fîg. 2.44, a) şi raportul dintre rezistenţele la uzare ale acestora. Pe baza
analizei relaţiilor elementelor geometrice din figura 2.44, b rezultă:
xjy 4,02,0 0 (2.79)
unde: y este ovalitatea alezajului, în mm; jo este jocul iniţial (de montaj), în mm; x
este ovalitatea arborelui, în mm.
Fig. 2.44 Modificarea formei geometrice a cuplei cinematice fus - lagăr ca urmare a procesului de
uzare: a - schimbarea poziţiei centrului de rotaţie a arborelui datorită uzurii de la ji şi jmax ;b - poziţia
arborelui în alezaj în cazul deformării limită a formei geometrice
Notând cu = x/y, care reprezintă raportul dintre uzura fusului faţă de uzura
lagărului, rezultă:
5,2/5,0 0jy (2.80)
Din analiza relaţiei (2.80) rezultă că valoarea lui y (ovalitatea) trebuie să fie
pozitivă, deoarece abaterea limită de la forma geometrică se poate obţine numai când
numitorul este mai mare ca zero, deci pentru < 2,5. Când = 2,5, rezultă y = , iar
pentru > 2,5, ovalitatea va avea valoare negativă şi deci nu are sens. Prin urmare, dacă
arborele se uzează de 2,5 ori mai repede decât lagărul, ovalitatea piesei în mişcare nu va
schimba regimul de ungere.
Dacă se consideră că arborele nu se ovalizează (x = 0), din relaţia (2.79) rezultă
y=0,2 j0. Aceasta reprezintă valoarea limită a ovalităţii pentru fusurile noi sau
recondiţionate, deoarece depăşirea acestei valori duce chiar de la începutul funcţionării la
creşterea uzurii cuplei.
Totuşi, indiferent de raportul dintre uzura pieselor conjugate ale cuplei, ovalitatea
maximă admisă nu trebuie să depăşească valoarea:
ylim=jlim-j0 (2.81)
75
În cazul cuplelor cinematice solicitate variabil (exemplu, cupla bolţ - bielă), abaterea
de la forma geometrică este caracterizată prin jocul maxim la care în asamblare apar
şocuri (bătăi). Pentru determinarea abaterii limită, se pune condiţia:
yxjj 0lim (2.82)
în care: jlim este jocul limită, care corespunde începutului apariţiei bătăilor; j0 este
jocul iniţial; x este ovalitatea arborelui; y este ovalitatea ajezajului.
Notând raportul dintre uzura alezajului şi arborelui cu = x/y şi înlocuind în
(2.82), rezultă ovalitatea arborelui:
1
0lim jjx (2.83)
şi ovalitatea alezajului:
1
0lim jjy (2.84)
top related