Mechanizm oddzielenia pierœcienia od g³adzi tulei cylindrowejod g³adzi tulei cylindrowej

Oddzielenie pierœcienia od tulei nastêpuje w wyniku oddzia³ywania hydrodynamicz-nego lub elastohydrodynamiczhydrodynamicz-nego. Zjawiska zachodz¹ce miêdzy pierœcieniem uszczel-niaj¹cym a tulej¹ cylindrow¹ opisano w wielu pracach, miêdzy innymi przez Iskrê w pracach [59, 61], Serdeckiego [144, 149], Dowsona [19], Priesta i in. [128], Taylora

35

[173], Richardsona [134], Richardsona i in. [135], Arcomanisa i in. [7], Coya [18], Fro-elunda [32] oraz Knopfa i in. [87].

W przypadku zespo³u trzypierœcieniowego schemat filmu olejowego mo¿na przed-stawiæ jak na rysunku 3.4.

Rys. 3.4. Typowe po³o¿enie pierœcieni wzglêdem cylindra z olejem w szczelinie pod pierœcieniami [144]

Fig. 3.4. A typical position of the rings with respect to a cylinder with the port under the rings being packed with oil [144]

W suwach dolotu i rozprê¿ania pierœcieñ zgarniaj¹cy porusza siê po warstwie

œwie-¿o zgromadzonego na g³adzi tulei cylindrowej oleju h_ol, a pierœcienie uszczelniaj¹ce po

warstwie oleju pozostawionego wczeœniej przez pierœcieñ zgarniaj¹cy h_w,z. Przy

zmia-nie zwrotu t³oka kolejnoœæ przemieszczania siê pierœcieni po warstwie oleju ulega

od-wróceniu. Pierwszy pierœcieñ uszczelniaj¹cy porusza siê po warstwie oleju h_w,1

pozo-stawionej przez siebie w poprzednim suwie, natomiast nastêpuj¹ce po nim pierœcienie po warstwie oleju pozostawionej przez pierœcienie poprzedzaj¹ce [118].

Aby nast¹pi³o rozdzielenie powierzchni pierœcieni i tulei cylindrowej w filmie ole-jowym, musi zostaæ wytworzone ciœnienie, które warunkuje jego noœnoœæ. Wed³ug Sy-gniewicza [254] na noœnoœæ filmu olejowego decyduj¹cy wp³yw maj¹:

• dla suwów rozprê¿ania, wylotu i czêœciowo sprê¿ania – ciœnienie gazów dzia³aj¹ce na wewnêtrzn¹ powierzchniê pierœcienia uszczelniaj¹cego; w zale¿noœci od przyle-gania pierœcienia do dolnej lub górnej pó³ki t³oka jest to odpowiednio ciœnienie z przestrzeni nad i pod t³okiem.

• dla suwów dolotu i czêœciowo sprê¿ania – sprê¿ystoœæ w³asna pierœcienia, gdy ciœnie gazów dzia³aj¹cych na wewnêtrzn¹ powierzchniê pierœcienia jest stosunkowo ciœ nie-wielkie, a œrednie ciœnienie w filmie olejowym, praktycznie rzecz bior¹c, sta³e. Jednak wed³ug rozwa¿añ przeprowadzonych przez Taylora [173], Yishana [191], Chenga i in. [15], Hammatakê i in. [41], w parze tr¹cej: pierwszy uszczelniaj¹cy pier-œcieñ t³okowy–tuleja cylindrowa, oprócz dominuj¹cego hydrodynamicznego mechani-zmu rozdzielenia tych elementów, wystêpuje równie¿ tarcie elastohydrodynamiczne,

mieszane i graniczne. Na rysunku 3.5 przedstawiono krzyw¹ Stribecka przedstawiaj¹c¹

wspó³czynnik tarcia µ w funkcji wzglêdnej gruboœci filmu olejowego λ rozumianej jako

iloraz efektywnej gruboœci filmu i chropowatoœci powierzchni wyra¿onej przez œredni¹ wysokoœæ nierównoœci Ra.

Na rysunku 3.5 w przebiegu krzywej Stribecka wyró¿niono cztery obszary smaro-wania charakterystyczne dla zespo³u TPC silnika spalinowego:

1. Hydrodynamiczny, w którym powierzchnie elementów s¹ ca³kowicie rozdzielone filmem olejowym, a ciœnienie w filmie jest wynikiem oddzia³ywania hydrodynamicz-nego, w którym lepkoœæ dynamiczna oleju smaruj¹cego odgrywa zasadnicz¹ rolê cha-rakteryzuj¹c¹ proces smarowania.

2. Elastohydrodynamiczny, w którym powierzchnie elementów s¹ teoretycznie rów-nie¿ rozdzielone, jednak kontakt jest skoncentrowany, film olejowy cieñszy, a na pro-ces smarowania maj¹ wp³yw inne zjawiska, takie jak odkszta³cenia sprê¿yste warstwy wierzchniej pierœcienia i tulei oraz zmiana lepkoœci dynamicznej pod wp³ywem ciœnie-nia.

3. Mieszany, w którym dochodzi do sporadycznego kontaktu nierównoœci powierzchni, a mechanizm smarowania i noœnoœæ filmu olejowego jest sum¹ oddzia³ywañ elastohy-drodynamicznych, hydrodynamicznych i granicznych. Tu istotn¹ rolê odgrywaj¹ zjawi-ska miêdzyfazowe podczas kontaktu nierównoœci powierzchni

Rys. 3.5. Krzywa Stribecka identyfikuj¹ca ró¿ne procesy smarowania w zespo³ach tr¹cych silnika spalinowego [173]

Fig. 3.5. The Stribeck diagram identifying the regimes of lubrication as conventionally associated with specific lubricated engine components [173]

37

4. Graniczny, w którym podstawow¹ rolê odgrywaj¹ miêdzyfazowe zjawiska fizycz-no-chemiczne miêdzy powierzchniami elementów pierœcienia i tulei, na których s¹ za-adsorbowane warstwy graniczne czynnika smarnego i inne. W tym przypadku lepkoœæ dynamiczna oleju smaruj¹cego jest mniej istotna, a zasadnicz¹ rolê odgrywa adhezja oleju smaruj¹cego do powierzchni elementów pary tr¹cej, zwi¹zana ze zwil¿alnoœci¹.

Dla cieczy niutonowskiej i dominuj¹cego zjawiska smarowania hydrodynamicznego, naprê¿enie styczne jest wprost proporcjonalne do odkszta³cenia postaciowego:

z u ∂ ∂ = =ηγ η τ  (3.6)

gdzie: γ – k¹t miêdzy laminarnie przemieszczaj¹cymi siê warstwami oleju, τ –

naprê¿e-nie styczne miêdzy warstwami cieczy, η – wspó³czynnik lepkoœci dynamicznej,

∂u/∂z – ró¿niczka prêdkoœci przemieszczania w warstwie gruboœci ∂z.

Do opisu iloœciowego wprowadzono, zgodnie z oznaczeniami przedstawionymi na rysunku 3.6, uk³ad wspó³rzêdnych, w którym kierunek x jest zgodny z osi¹ cylindra, kierunek z jest prostopad³y do osi cylindra, a kierunek y styczny do obwodu cylindra. Ruch pierœcienia po g³adzi tulei wywo³uje przemieszczanie warstw oleju w filmie ole-jowym. Najwiêksza prêdkoœæ jest w kierunku osi x. Ruch pierœcienia wywo³uje zmiany

naprê¿enia stycznego τ oraz ciœnienia p w oleju. Na rysunku 3.6 zamieszczono równie¿

opis elementarnej objêtoœci oleju i przedstawiono obci¹¿enie, któremu jest ona podda-wana.

Rys. 3.6. Schemat filmu olejowego miêdzy pierœcieniem a tulej¹ cylindrow¹ [59]: H – wysokoœæ osiowa pierœcienia, L – czêœæ wysokoœci osiowej pierœcienia stykaj¹ca siê z filmem olejowym, z_v – gruboœæ

warstwy oleju na g³adzi tulei cylindrowej przed pierœcieniem z prostok¹tnym rozk³adem prêdkoœci warstwy oleju, z_w – gruboœæ warstwy oleju na g³adzi tulei cylindrowej po przejœciu pierœcienia

i wyrównaniu prêdkoœci warstwy oleju, h – lokalna gruboœæ filmu olejowego

Fig. 3.6. A schematic diagram of oil film between the ring and the cylinder sleeve [59]: H – axial height of the ring, L – part of the ring axial height which is in contact with the oil film, z_v – thickness of oil layer on sliding surface cylinder sleeve before the ring with ectangular velocity distribution of oil layer, z_w – thickness of oil layer on sliding surface cylinder sleeve after passing through the ring and equalized

layers velocities of oil, h – local thickness of oil film

W najprostszym przypadku kszta³t przekroju powierzchni bocznej pierœcienia mo¿e byæ opisany funkcj¹ liniow¹ [59, 61, 144] nastêpuj¹cej postaci

mx z

h= 1+ (3.7)

gdzie: m = tgα (k¹t nachylenia przekroju powierzchni pierœcienia do osi x; rys. 3.7).

Rys. 3.7. Schemat przedstawiaj¹cy elementarn¹ objêtoœæ oleju w przekroju poddan¹ obci¹¿eniu, bez przep³ywu w kierunku osi y [59]

Fig. 3.7. A diagram showing the elementary volume of oil in subjected to load, assuming jet there in no flow in the direction of y axis [59]

Po uwzglêdnieniu funkcji liniowej (3.7) otrzymuje siê wyra¿enie okreœlaj¹ce ciœnie-nie w filmie olejowym w postaci [59, 61]

( )

mH z mH z p p p mH z mH z mH z H m U dx p H p H x + + − + +     + − + = =

∫

2₂ 2 1 2 2 2 2 2 0 2 2 2 ln 6 1 η _(3.8)

Wzór (3.8) dotyczy przypadku warunków ustalonych, w których kszta³towanie siê filmu olejowego oraz jego otrzymywanie jest niezmienne w czasie. Oznacza to, ¿e

ci-œnienie w filmie olejowym p równowa¿y cici-œnienie p_w obci¹¿aj¹ce pierœcieñ t³okowy.

Dodatkowe ciœnienie (oznaczone p_v) mo¿e byæ wywo³ane w wyniku zbli¿enia

pierœcie-nia do g³adzi tulei i koniecznoœci¹ wyciœniêcia pewnej iloœci oleju smaruj¹cego. Zjawi-sko to nosi nazwê „efektu wyciskania”. W wyniku zmiany warunków obci¹¿enie

pier-œcienia p_w jest równowa¿one sum¹ ciœnienia p w filmie olejowym oraz ciœnienia p_v,

bê-d¹cego wynikiem oddzia³ywania efektu wyciskania. Ciœnienie w filmie olejowym wy-wo³ane sumarycznym efektem poœlizgu i wyciskania mo¿na wyznaczyæ jako sumê ci-œnieñ wywo³anych poœlizgiem i wyciskaniem

39     + − + + + − + +         + − + = mH z mH z z H m V mH z mH z p p p mH z mH z mH z H m U p_w 2 2 1 3 2 2 2 1 2 2 2 1 2 2 2 ln 12 2 ) ( 2 2 ln 6 η η (3.9)

W wyra¿eniu (3.9) obci¹¿enie pierœcienia p_w jest równowa¿one sk³adnikami

pocho-dz¹cymi od kilku czynników. Pierwszy z nich jest wynikiem oddzia³ywania hydrodyna-micznego efektu klina smarnego, drugi i trzeci stanowi wp³yw ciœnienia, jakie napotyka

pierœcieñ, poruszaj¹c siê po g³adzi tulei cylindrowej i pozostawia po przejœciu (p₁ i p₂).

Ostatni cz³on jest wynikiem oddzia³ywania efektu wyciskania oleju. Nale¿y zwróciæ uwagê, i¿ w momencie, gdy prêdkoœæ opadania pierœcienia na g³adŸ tulei jest zerowa (V = 0), wtedy ostatni cz³on równa siê zeru, a wyra¿enie (3.9) sprowadza siê do wyra¿e-nia (3.8).

Wed³ug Dowsona [19] za [118] rozk³ad ciœnienia w filmie olejowym mo¿na wyraziæ za pomoc¹ wyra¿enia:       _{+ +} ∂ ∂       + = 1 2 1 12 ^h F CG C u r R E u p α ω η _(3.10) przy czym:

∫

∫

=

∫

= = _{2 2 3} h dx G dx h x F h dx E

gdzie: x – wspó³rzêdna jak na rys. 3.6, η – lepkoœæ dynamiczna oleju, h – wysokoœæ

szczeliny miêdzy wspó³pracuj¹cymi elementami pary tr¹cej, u – prêdkoœæ ruchu œlizgowego, r – promieñ wykorbienia, R – promieñ krzywizny powierzchni

œli-zgowej pierœcienia, ω – prêdkoœæ k¹towa wa³u korbowego, α – k¹t obrotu wa³u

korbowego (OWK), C₁, C₂ – sta³e ca³kowania.

W równaniu (3.10) s¹ dwie sta³e ca³kowania, co powoduje koniecznoœæ wyznacze-nia dwóch warunków granicznych, aby okreœliæ rozk³ad ciœniewyznacze-nia w oleju. Na rysunku 3.8 zamieszczono rozk³ad ciœnienia w filmie olejowym okreœlony przez Dowsona [19].

Ciœnienia powy¿ej i poni¿ej pierœcienia s¹ równe p₁ oraz p₂, co odpowiada ciœnieniu

w filmie olejowym w punktach oznaczonych na rys. 3.8 jako x₁ oraz x₄.

Najwiêksze ciœnienie hydrodynamiczne, decyduj¹ce o noœnoœci filmu olejowego

za-wiera siê miêdzy punktami x₁ i x₂. Dowson zwraca uwagê, ¿e w punkcie x₂ ciœnienie

zmniejsza siê do ciœnienia nasycenia par oleju w warunkach normalnego ciœnienia

at-mosferycznego p_atm. W rezultacie miêdzy punktami x₂ i x₃ mo¿e dojœæ do zu¿ycia

po-wierzchni wskutek kawitacji. W obszarze tym przestrzeñ szczeliny jest tylko czêœciowo wype³niona olejem, w którym znajduj¹ siê pêcherze par oleju [19] za [116].

W drugim wyró¿nionym, miêdzy innymi przez Taylora [173] obszarze smarowania, w którym przewa¿aj¹ zjawiska elastohydrodynamiczne, wskutek du¿ych nacisków jed-nostkowych istotn¹ rolê mog¹ odgrywaæ odkszta³cenia sprê¿yste warstw wierzchnich elementów pary tr¹cej oraz œciœliwoœæ olejów smaruj¹cych. O ile wykazano, ¿e dla ole-jów mineralnych mo¿na pomin¹æ ich œciœliwoœæ, o tyle dla oleole-jów syntetycznych zjawi-sko to odgrywa znacz¹c¹ rolê [54, 60, 70]. W rzeczywistoœci nie ma cieczy idealnie lep-kiej i nie wykazuj¹cej sprê¿ystoœci, która objawia siê œciœliwoœci¹. Czynnik lepkosprê¿ysty opisuje teoria Maxwella. Przep³yw cieczy lepkosprê¿ystej opisuje równanie Maxwella w postaci: G τ η τ γ= + ^ (3.27)

gdzie: γ· – zmiana odkszta³cenia postaciowego, τ – naprê¿enia styczne, η – lepkoœæ

dy-namiczna, G – modu³ sprê¿ystoœci poprzecznej.

Dla cieczy niutonowskiej (G = ∞) naprê¿enia styczne s¹ wynikiem lepkoœci. W

cie-czach makswelowskich naprê¿enia te s¹ dodatkowo wynikiem relaksacji odkszta³cenia o zwrocie przeciwnym do si³ lepkoœci. Si³y sprê¿ystoœci wywo³uj¹ dodatkowe naprê¿e-nia styczne okreœlane w mechanice przep³ywu cieczy lepkosprê¿ystych jako naprê¿enaprê¿e-nia „ekstra”. Wystêpowanie si³ sprê¿ystoœci powoduje, i¿ wypadkowe naprê¿enia styczne w warstwie cieczy Maxwella s¹ mniejsze ni¿ w warstwie cieczy niutonowskiej. W re-zultacie w oleju o cechach sprê¿ystych wystêpuj¹ inne naprê¿enia styczne, powoduj¹ce odmienny przebieg chwilowych si³ tarcia. Dopóki prêdkoœæ przep³ywu oleju nie zmie-nia zwrotu, dopóty sprê¿ystoœæ oleju mo¿na okreœliæ jako pozorne zmniejszenie

lepko-Rys. 3.8. Rozk³ad ciœnienia hydrodynamicznego miêdzy pierœcieniem t³okowym i tulej¹ cylindrow¹ przy za³o¿eniu warunków brzegowych: w punkcie x = x₁, p = p₁; w punkcie x = x₂, p = p_atm;

w punkcie x = x₄, p = p₂ [116]

Fig. 3.8. The hydrodynamic pressure distribution between piston ring and cylinder sleeve with boundary conditions: in point x = x₁, p = p₁; in point x = x₂, p = p_atm; in point x = x₄, p = p₂ [116]

41

œci [144]. Jednak w obszarach zwrotnych ruchu t³oka takie postêpowanie nie jest mo¿li-we. Dochodzi tutaj do dodawania siê naprê¿eñ stycznych pochodz¹cych od si³y lepko-œci i sprê¿ystolepko-œci. Powoduje to chwilowe zwiêkszenie si³y tarcia wewnêtrznego w ole-ju. Si³y sprê¿ystoœci, oprócz wspomnianego wczeœniej efektu wywo³anego naprê¿eniem „ekstra”, powoduj¹ tzw. przep³yw wtórny, który mo¿e mieæ wp³yw na ogólny bilans prze-p³ywu oleju w szczelinie smarnej. Z rozwa¿añ wprze-p³ywu sprê¿ystoœci oleju na wartoœci strat tarcia zamieszczonych w pracach [54, 71] wynika, ¿e przy za³o¿eniu modu³u sprê-¿ystoœci poprzecznej G równej 0,1 kPa si³a tarcia zmniejsza siê o oko³o 50%. Dodatko-wo mo¿e wyst¹piæ efekt spêcznienia warstwy oleju, zwany efektem Weissenberga [70], przyczyniaj¹cy siê do zwiêkszenia pokrycia olejem powierzchni œlizgowej pierœcienia. Modu³ sprê¿ystoœci poprzecznej o wartoœci 10 kPa ju¿ nie ma istotnego wp³ywu na straty tarcia. Po uwzglêdnieniu sprê¿ystoœci oleju smaruj¹cego uzyskuje siê mniejsze œrednie wartoœci straty tarcia w filmie olejowym, przy wystêpowaniu ich zwiêkszenia w punk-tach zwrotnych ruchu t³oka [21, 42].

Olej smaruj¹cy, traktowany obecnie podobnie jak element konstrukcyjny silnika, jest oparty na komponentach bazowych, które s¹ czystym olejem mineralnym, bêd¹cym jedn¹ z frakcji destylacji ropy naftowej, odpowiednio zmodyfikowanym pod k¹tem poprawy jego ró¿nych w³aœciwoœci, a szczególnie reologicznych [132]. Modyfikowanie to pole-ga na wprowadzeniu pakietu zwi¹zków chemicznych (dodatków uszlachetniaj¹cych) przede wszystkim ciek³ych polimerów otrzymanych syntetycznie. Udzia³ dodatków uszla-chetniaj¹cych w olejach mineralnych dochodzi nawet do 25% wagowych. Podobny proces uszlachetniania odbywa siê tak¿e przy produkcji olejów pó³syntetycznych i syntetycz-nych [70, 74]. Obecnoœæ ciek³ych polimerów w olejach smaruj¹cych nadaje im nowe w³aœciwoœci, zw³aszcza sprê¿ystoœæ postaciow¹, o której wczeœniej wspomniano. Wy-raŸnie jawi siê tendencja do zmniejszania zawartoœci fosforu w oleju smaruj¹cym, wy-stêpuj¹cego w postaci ditiofosforanu cynku; najlepszego obecnie dodatku przeciwzu-¿yciowego. Stwarza to koniecznoœæ opracowywania nowych biodegradowalnych dodatków. Efekt dobrego smarowania mo¿na uzyskaæ, stosuj¹c oleje o du¿ej lepkoœci i ma³ych zmianach lepkoœci wraz z temperatur¹. Im bardziej lepki jest olej, tym wiêk-sze wywo³uje opory ruchu, a tym samym wiêkwiêk-sze zu¿ycie paliwa. Aby ograniczyæ zu-¿ycie paliwa, nale¿y stosowaæ olej o mo¿liwie ma³ej lepkoœci i du¿ym wskaŸniku lep-koœci. Olej taki nie bêdzie wtedy ³atwo wyp³ywa³ ze strefy wspó³pracy elementów i skutecznie zabezpieczy je przed zu¿yciem i zatarciem [55, 56, 138].

Podczas eksploatacji ze zwiêkszeniem temperatury pary tr¹cej nastêpuje trwa³e i prze-mijaj¹ce zmniejszenie lepkoœci oleju smaruj¹cego [48, 131]. Zmniejszenie lepkoœci mo¿e byæ uwa¿ane jako znamienna cecha danego oleju, a tak¿e jako sprawdzian jakoœci za-wartych w nim polimerów. Trwa³e zmniejszenie lepkoœci jest skutkiem mechanicznej destrukcji d³ugo³añcuchowych polimerów. Zauwa¿ono równie¿ inne niepokoj¹ce zja-wisko. Prowadzone badania [48] pozwoli³y stwierdziæ, ¿e niektóre dodatki lepkoœcio-we zmieniaj¹ skutecznoœæ zwiêkszania lepkoœci w obszarach intensywnego

nia siê oleju w cienkiej warstewce oddzielaj¹cej wspó³pracuj¹ce elementy. D³ugo³añ-cuchowe polimery mog¹ siê wtedy orientowaæ wzd³u¿ kierunku intensywnego wu oleju, co pogarsza efekt ich dzia³ania. Po opuszczeniu strefy intensywnego przep³y-wu, polimery znów rozpraszaj¹ siê bez³adnie w oleju, a zatem lepkoœæ wraca do warto-œci wyjwarto-œciowej. Zjawisko to nazwano przemijaj¹cym spadkiem lepkowarto-œci. Przemijaj¹ca zmiana lepkoœci oleju, w obszarze wspó³pracy elementów smarowanych hydrodynamicz-nie, niekorzystnie wp³ywa na ich trwa³oœæ, powoduj¹c ró¿nice stopnia zu¿ycia przy sto-sowaniu olejów o identycznym zakresie klasy lepkoœci, lecz skomponowanych z zasto-sowaniem ró¿nych typów dodatków lepkoœciowych. W zwi¹zku z tym, zastosowanie dodatku lepkoœciowego o wyraŸnie wiêkszej odpornoœci na œcinanie mechaniczne nie gwarantuje lepszej trwa³oœci elementów silnika pracuj¹cych w warunkach tarcia hydro-dynamicznego [48].

Znajduj¹cy siê miêdzy wspó³pracuj¹cymi elementami (pierœcieniami, tulej¹ cylin-drow¹ i t³okiem) olej smaruj¹cy ulega zu¿yciu w wyniku oddzia³ywania zjawisk opisa-nych w poprzednich rozdzia³ach, miêdzy innymi przepompowywania i zgarniania oleju z powierzchni tulei cylindrowej przez zespó³ pierœcieni oraz jego odparowywania z po-wierzchni g³adzi tulei cylindrowej [147]. Zwiêkszeniu prêdkoœci obrotowej silnika to-warzyszy zmniejszenie objêtoœciowego zu¿ycia oleju przypadaj¹cego na jeden cykl pracy silnika. Obserwuje siê ponadto zwiêkszenie iloœci zu¿ywanego oleju wraz ze zwiêksze-niem kata pochylenia pierœcienia w rowku pierœcieniowym. Zu¿ycie oleju silnikowego jest uzale¿nione równie¿ od wymiarów geometrycznych silnika. Istotn¹ rolê odgrywa tutaj miêdzy innymi stosunek skoku t³oka do œrednicy cylindra. Na podstawie badañ stwierdzono, ¿e ze zwiêkszeniem wartoœci tego parametru nastêpuje zwiêkszenie tarcia oraz zmniejszenie zu¿ycia oleju smaruj¹cego [141]. Zu¿ycie to zale¿y równie¿ od efek-tywnoœci dzia³ania pierœcienia zgarniaj¹cego [64]. Obecnie stosuje siê we wspó³czesnych silnikach pó³ki pierœcieni zgarniaj¹cych o wysokoœci nie przekraczaj¹cej 0,3 mm, przy nacisku jednostkowym na g³adŸ tulei oko³o 2 MPa. Zapewnia to tak skuteczne zgarnia-nie oleju silnikowego, ¿e jego zu¿ycie jest w rezultacie zmzgarnia-niejszone do 0,5 g/kWh. Zu-¿ycie oleju smaruj¹cego mo¿e ulec istotnemu zwiêkszeniu przez zmniejszenie wysoko-œci pierwysoko-œcienia uszczelniaj¹cego w celu zmniejszenia strat energii na tarcie w procesie smarowania hydrodynamicznego. Jednym ze sposobów zapobie¿enia temu zjawisku jest zaproponowany w pracy [64] proces polegaj¹cy na jednoczesnym zmniejszeniu wyso-koœci pierœcienia uszczelniaj¹cego i redukcji wysowyso-koœci pó³ek pierœcienia zgarniaj¹ce-go.

Tworz¹cy siê miêdzy pierœcieniem t³okowym i tulej¹ cylindrow¹ film olejowy wy-kazuje zmienn¹ gruboœæ w czasie trwania cyklu pracy. Tateyshi podaje, ¿e waha siê ona od oko³o 0,8 µm do kilku µm. Minimalna wartoœæ wystêpuje po zwrocie zewnêtrznym w czasie suwu rozprê¿ania [172]. Tak ma³a gruboœæ filmu olejowego mo¿e prowadziæ do zaistnienia zjawiska tarcia mieszanego, co uwzglêdni³ Taylor (rys. 3.5) [173]. Zja-wisku temu mo¿na przeciwdzia³aæ, wprowadzaj¹c nowe materia³y na pow³oki przeciw-zu¿yciowe odznaczaj¹ce siê du¿¹ odpornoœci¹ na zu¿ycie adhezyjne [136].

Zastosowa-43

nie na pow³oki przeciwzu¿yciowe elementów zespo³u TPC nowych materia³ów stwarza koniecznoœæ opracowania nowych olei smaruj¹cych, na co zwraca uwagê Stolarski w pracy [164] oraz Wakuri i inni w pracy [183]. Przyk³adowo w pracy [185] prowadzo-no badania porównawcze polegaj¹ce na pomiarze wartoœci wspó³czynnika tarcia miê-dzy ró¿nymi wariantami wykonania pierœcienia t³okowego i tulei cylindrowej w obe-cnoœci ró¿nych œrodków smarnych. Uzyskane wyniki wykaza³y, ¿e olej zawieraj¹cy dodatek siarczku molibdenu we wszystkich przypadkach spowodowa³ zmniejszenie wspó³czynnika tarcia od 2 do 3 razy.

Rozk³ad ciœnienia w filmie olejowym jest zale¿ny przede wszystkim od wysokoœci pokrycia powierzchni pierœcienia olejem (rys. 3.8). Wysokoœæ ta jest wynikiem miêdzy innymi zjawisk miêdzyfazowych opisanych w rozdziale 2. Z przedstawionych rozwa-¿añ mo¿na wysnuæ wniosek, ¿e istnieje mo¿liwoœæ zmniejszenia tarcia w³aœnie w wyni-ku zmniejszenia zwil¿alnoœci pierœcienia t³okowego olejem smaruj¹cym. Zw³aszcza spo-woduje to zwiêkszenie nacisków jednostkowych, lecz opory ruchu mog¹ zmaleæ w wyniku mniejszej wartoœci pracy adhezji miêdzy olejem a powierzchni¹ pierœcienia od pracy kohezji w oleju smaruj¹cym. Szczególnego znaczenia nabiera to podczas tarcia miesza-nego i graniczmiesza-nego.

3.3. Zu¿ycie i straty energii na tarcie

zespo³u t³ok–pierœcienie–cylinder

Straty mocy zwi¹zane z tarciem decyduj¹ o sprawnoœci mechanicznej uk³adu TPC. Ogólnie sprawnoœæ ta dla silnika spalinowego ma wartoœæ zbli¿on¹ do 0,8 [116]. Jej wartoœæ maleje wraz ze zmniejszaniem siê obci¹¿enia silnika. Jak wspomniano, ograni-czenie strat energii na tarcie przynosi wymierne efekty ekonomiczne. Taylor [173] oce-nia, ¿e straty energii na tarcie przypadaj¹ce na zespó³ TPC wynosz¹ 45% ogólnych strat tarcia w silniku spalinowym. Z kolei 75% z nich nale¿y przypisaæ stratom na tarcie pier-œcieni t³okowych, pozosta³e 25% na tarcie p³aszcza t³oka o g³adŸ tulei cylindrowej.

Na wartoœæ strat tarcia maj¹ wp³yw czynniki natury konstrukcyjnej oraz parametry ruchowe [115, 195]. Badania bezpoœrednie strat na tarcie prowadzono od wielu lat. Przy-k³adem tych badañ s¹ prace opublikowane przez Furuhamê w 1979 roku [33]. Zastoso-wa³ on do uszczelnienia komory spalania po³¹czenia wykonane z falistej blachy. Zmie-rzone wtedy maksymalne wartoœci si³y tarcia wystêpuj¹ tu¿ po zwrocie zewnêtrznym w suwie rozprê¿ania. Praktycznie wystêpuje to w przypadku maksymalnej wartoœci si³y gazowej. Chocia¿ ta maksymalna wartoœæ ma niewielki wp³yw na ogólne wartoœci strat tarcia, na które w najwiêkszym stopniu wp³ywaj¹ wartoœci si³y tarcia w fazie, gdy nie wystêpuje maksymalne ciœnienie spalania. Konstrukcja po³¹czeñ tulei cylindrowej z blo-kiem z blachy falistej zosta³a rozwiniêta i zmodernizowana przez Tiela [176], który po-da³ wzory na obliczanie kszta³tu falistego po³¹czenia tulei z g³owic¹, pozwalaj¹ce na kompensacjê osiowych wyd³u¿eñ spowodowanych ciœnieniem w komorze spalania. Na

uwagê zas³uguje równie¿ przedstawione przez Krausego w pracy [94] uszczelnienie hy-drostatyczne. Badania bezpoœrednich pomiarów tarcia przedstawi³ w 1995 roku Hals-band [40]. Zmierzono si³y tarcia, korzystaj¹c z silnika testowego o specjalnej konstruk-cji uszczelnienia tulei z g³owic¹ oraz specjalnej konstrukkonstruk-cji mocowania tulei cylindro-wej umo¿liwiaj¹cej jej wychylenia. Dziêki temu wykonano tensometryczne pomiary wartoœci si³y normalnej. Stanowisko to umo¿liwi³o wykonanie wariantowych pomiarów

W dokumencie Tarcie i zużycie zespołu tłok-pierścienie-cylinder (Stron 34-51)