Wnioski z badañ na obiekcie rzeczywistym

1. Wartoœci zu¿ycia potwierdzi³y trafnoœæ doboru skojarzeñ materia³owych przyk³a-dowej pary tr¹cej zespo³u TPC pierœcieñ–tuleja silnika spalinowego przeprowadzonych na podstawie wartoœci swobodnej energii powierzchniowej i jej sk³adowych. Spe³nione zosta³o za³o¿enie, aby element o wiêkszej powierzchni mia³ jak najwiêksz¹ wartoœæ sumy sk³adowych dyspersyjnej i polarnej lub Lifshitza–van der Waalsa i kwasowo-zasado-wej, a element o mniejszej powierzchni jak najni¿sz¹. Wartoœci sk³adowych polarnych lub kwasowo-zasadowych ograniczono do minimum ze wzglêdu na wspó³pracê pary tr¹cej z u¿yciem apolarnego oleju smaruj¹cego,

2. Mo¿liwy jest równie¿ dobór zestawienia, w którym element o du¿ej powierzchni (tuleja cylindrowa) odznacza siê wiêksz¹ twardoœci¹ i wiêksz¹ swobodn¹ energi¹ po-wierzchniow¹ od elementu o mniejszej powierzchni (pierœcieñ t³okowy), pod warun-kiem zachowania wiêkszej wartoœci sk³adowej dyspersyjnej elementu pierwszego.

3. Dobór elementów o zbli¿onej wartoœci ca³kowitej swobodnej energii powierzch-niowej oszacowanej na podstawie twardoœci i u³amka Poissona powoduje nadmierne zu¿ycie takiego zestawienia materia³owego.

9. Podsumowanie

Rozwa¿ania na temat zjawisk zachodz¹cych na powierzchniach oraz wyniki prac ba-dawczych na tribotesterze dowodz¹, ¿e swobodna energia powierzchniowa jest miar¹ twardoœci substancji i mo¿e byæ czynnikiem warunkuj¹cym dobór powierzchni elemen-tów pary tr¹cej. Wartoœæ swobodnej energii powierzchniowej mo¿na oszacowaæ na pod-stawie przytoczonego w rozdziale 2, równania (2.28)

32 2 1

307 ₀ ν

γ_S ≅ HVr ⁻ (9.1)

Sk³adowa dyspersyjna γ_Sd lub Lifshitza–van der Waalsa γ_SLW swobodnej energii

po-wierzchniowej, zw³aszcza gdy jako substancjê zwil¿aj¹c¹ stosuje siê ciecz apolarn¹ (oleje smaruj¹ce) jest miar¹ zwil¿alnoœci cia³a sta³ego (równania (2.37), (2.39) oraz (2.41)). Po wyrugowaniu z tych równañ sk³adowych polarnych otrzymuje siê zale¿noœci, na

pod-stawie których widaæ zwi¹zek zwil¿alnoœci, czyli k¹ta zwil¿ania Θ od wartoœci

sk³ado-wej dyspersyjnej γ_Sd lub sk³adowej γ_SLW cia³a sta³ego. Zw³aszcza dla cieczy apolarnej,

wed³ug metody Owens–Wendta, otrzymuje siê zale¿noœæ na podstawie równañ (2.42)

( ) ( )

( )

² 1 cos 2 cos 1 2 1 2 1 −     =     = + L d S d L d S d L L γ γ γ Θ γ γ Θ γ (9.2) Podobnie wed³ug metody Wu dla cieczy apolarnej otrzymuje siê zale¿noœci wywo-dz¹ce siê z równañ (2.43)

1 4 ) ( cos 4 ) cos 1 ( − + = + = + L d L d S d L d S d L d S d L d S L γ γ γ γ γ Θ γ γ γ γ Θ γ (9.3)

Na podstawie ostatnio proponowanego podejœcia van Ossa–Gooda, pomijaj¹c od-dzia³ywania kwasowe i zasadowe (analogiczne do oddzia³ywañ polarnych) otrzymuje siê równanie wywodz¹ce siê z równañ (2.44)

1 2 ) ( cos 2 cos 1 ) ( 5 , 0 5 , 0 − = + = L LW L LW S i L LW L LW S γ γ γ Θ Θ γ γ γ (9.4)

Wielkoœci γ_S oraz γ_Sd lub γ_SLW mog¹ byæ wskaŸnikami doboru materia³ów na

elemen-ty par tr¹cych w celu zapewnienia du¿ej odpornoœci na ich zu¿ycie γ_S oraz

odpowie-dniej zwil¿alnoœci olejami smaruj¹cymi γ_Sd powodowaæ ma³e straty zwi¹zane z tarciem.

S³usznoœæ przedstawionych stwierdzeñ mo¿na uzasadniæ wynikami otrzymanymi z badañ na tribotesterze typu rolka–klocek. Zbadano dwa zestawienia materia³owe, gdzie g³ówna ró¿nica miêdzy zestawieniami zosta³a okreœlona w postaci ró¿nych wartoœci ca³-kowitych oraz sk³adowych swobodnej energii powierzchniowej elementu o wiêkszej wierzchni (przeciwpróbki). Potwierdzeniem ró¿nic w wartoœci swobodnej energii po-wierzchniowej i jej sk³adowych elementów pary tr¹cej s¹ otrzymane wyniki wspó³czyn-nika tarcia zmierzone w trakcie badañ na tribotesterze.

Na rysunku 9.1 przedstawiono przytoczone w rozdziale 7 œrednie wartoœci wspó³-czynnika tarcia badanych zestawieñ materia³owych. Na osi rzêdnych zamieszczono war-toœæ œredni¹ ca³kowitej swobodnej energii powierzchniowej oraz jej sk³adowej

dysper-syjnej ¿eliwa (γ_S =1225 mN/m) i ¿eliwa azotowanego (γ_S =1600 mN/m), z których

wy-konano przeciwpróbki do badañ. Dla zestawienia z przeciwpróbk¹ azotowan¹ zmierzo-no w trakcie badañ na tribotesterze najmniejsze wartoœci wspó³czynnika tarcia. Warto-œci wspó³czynnika tarcia w trakcie badañ na tribotesterze podczas wspó³pracy próbki z pow³ok¹ z azotku tytanu z przeciwpróbk¹ ¿eliwn¹ by³y ponad dwukrotnie wiêksze od wartoœci tych wspó³czynników podczas wspó³pracy próbki z pow³ok¹ z azotku tytanu z przeciwpróbk¹ azotowan¹. Azotowanie wykonano w celu zwiêkszenia ca³kowitej swo-bodnej energii powierzchniowej, co skutkuje równie¿ zwiêkszeniem twardoœci. Zgodnie

z oszacowaniami, z zastosowaniem sta³ej Hamakera A₁₁, oraz pomiarami za pomoc¹ k¹tów

zwil¿ania, zwiêkszy³a siê równie¿ wartoœæ sk³adowej dyspersyjnej γ_Sd (tabele 6.2, 6.3)

tej energii. Du¿e wartoœci sk³adowej dyspersyjnej γ_Sd lub γ_SLW swobodnej energii

po-wierzchniowej sprzyjaj¹ tworzeniu jednolitej warstwy filmu olejowego, która w wyni-ku zwil¿ania jest dobrze zwi¹zana z pod³o¿em. Wed³ug obliczeñ wartoœæ sk³adowej

dys-persyjnej za pomoc¹ sta³ej Hamakera ¿eliwa EN GJL 200 jest równa γ_Sd = 103,6 mN/m.

Proces azotowania powoduje jej zwiêkszenie do wartoœci γ_Sd = 107,0 mN/m.

Utworze-nie dobrze zwi¹zanej z powierzchni¹ warstwy smarnej jest warunkowane rówUtworze-nie¿ inny-mi czynnikainny-mi, pocz¹wszy od inny-mikrostruktury powierzchni przez w³aœciwoœci czynnika smarnego (dodatki zwil¿aj¹ce) i inne. Trwa³oœæ warstwy smarnej jest tym wiêksza, im wiêksze jest jej zwi¹zanie z pod³o¿em [162]. Warstwa ta nabiera zasadniczego

znacze-9. Podsumowanie 147

Rys. 9.1. Wspó³czynnik tarcia badanych zestawieñ materia³owych w funkcji swobodnej energii powierzchniowej przeciwpróbki

Fig. 9.1. Friction coefficient of the material assembly versus surface free energy of the counterface 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 ã=1225; ãd=29,1 ã=1600; ãd=34,0 swobodna energia powierzchniowa przeciwpróbki; sk³adowa dyspersyjna z pomiaru k¹tów zwil¿ania, mN/m

w spó³ cz ynni k ta rc ia , u olej mineralny 13500 m olej syntetyczny 13500 m olej syntetyczny 27000 m

nia w aspekcie wspó³pracy z powierzchni¹ innego elementu, w chwili lokalnego prze-rwania filmu olejowego wskutek przyk³adowo wzrostu obci¹¿enia, czyli podczas tarcia mieszanego. Wtedy mo¿e dochodziæ do styku nierównoœci powierzchni. Innymi s³owy, im bardziej jest ona zwi¹zana z pod³o¿em, tym mniejsze wartoœci wspó³czynnika tarcia oraz mniejsze zu¿ycie adhezyjne.

Przyczyny mniejszych wartoœci wspó³czynnika tarcia oraz zu¿ycia podczas pracy w oleju syntetycznym upatruje siê w zmniejszonej w du¿ym stopniu intensywnoœci zu¿y-wania adhezyjnego podczas tarcia mieszanego, gdy dochodzi do mikrokontaktów

nierów-noœci powierzchni. Cechê tê wykazuj¹ pow³oki o ma³ej wartoœci sk³adowej dyspersyjnej γ_Sd

lub Lifshitza–van der Waalsa γ_SLW swobodnej energii powierzchniowej, w tym

zastoso-wane tutaj na próbkach pow³oki z azotku tytanu. Ze wzglêdu na apolarnoœæ oleju

sma-ruj¹cego konieczne jest zmniejszenie wartoœci sk³adowej polarnej γ_Sp lub sk³adowej

kwa-sowo-zasadowej γ_SAB tej energii, która dla pow³oki z azotku tytanu jest kilkakrotnie

mniejsza, ni¿ dla innych pow³ok o porównywalnie ma³ej wartoœci swobodnej energii po-wierzchniowej (tabela 6.3) Podczas wspó³pracy z przeciwpróbk¹ (du¿a wartoœæ

sk³ado-wej dyspersyjnej γ_Sd i Lifshitza–van der Waalsa γ_SLW), na której powierzchni warstwa

czyn-nika smarnego jest dobrze zwi¹zana z pod³o¿em, stworzone zostaj¹ warunki do osi¹gniêcia, nawet podczas du¿ych obci¹¿eñ, ma³ych si³ stycznych i ma³ego zu¿ycia (rys. 9.1).

Do-datkowym czynnikiem sprzyjaj¹cym zapobieganiu zu¿yciu adhezyjnemu jest w tym przy-padku zastosowanie jako czynnika smarnego oleju syntetycznego.

Realizuj¹c cel utylitarny badañ, opracowano i wykonano now¹ parê tr¹c¹ uszczel-niaj¹cy pierœcieñ t³okowy–tuleja cylindrowa zespo³u TPC silnika spalinowego, w którym pierœcieñ ma pow³okê przeciwzu¿yciow¹ z azotku tytanu, a tuleja cylindrowa warstwê wierzchni¹ o zmienionych w³aœciwoœciach za pomoc¹ azotowania pró¿niowego. To zesta-wienie materia³owe jest wynikiem realizacji celu poznawczego. Zosta³o ono opracowa-ne wed³ug doboru ca³kowitej swobodopracowa-nej eopracowa-nergii powierzchniowej obu elementów oraz wartoœci jej sk³adowych. Odpowiednie obliczenia i oszacowania wykonano w rozdzia-le 6. Opracowana para tr¹ca mo¿e byæ zastosowana zarówno w silnikach spalinowych o zap³onie samoczynnym, jak i o zap³onie iskrowym. Istnieje równie¿ mo¿liwoœæ jej sto-sowania w innych urz¹dzeniach, w których element roboczy wykonuje ruch posuwisto-zwrotny. Za przyk³ad mo¿na tu podaæ sprê¿arki t³okowe, w których warunki pracy ze-spo³u TPC, z uwagi na brak procesu spalania, s¹ korzystniejsze, ni¿ w silniku spalino-wym. W zwi¹zku z tym trwa³oœæ tu bêdzie wiêksza ni¿ w silniku spalinospalino-wym. Ponadto tego typu pary tr¹ce mo¿na równie¿ zastosowaæ w si³ownikach hydraulicznych. Obe-cnie cylindry si³owników wykonuje siê przewa¿nie w technologii chromowania. Dziêki wprowadzeniu azotowania warstwy wierzchniej cylindra si³ownika mo¿liwe jest wyeli-minowanie uci¹¿liwej, nieekologicznej technologii chromowania cylindrów i zast¹pie-nie jej azotowazast¹pie-niem pró¿niowym z zastosowazast¹pie-niem technologii „Nitrovac”.

Zrealizowanym efektem utylitarnym by³o opracowanie pary tr¹cej pierœcieñ–tuleja, w której wyeliminowano technologiê chromowania. Obecnie tuleje cylindrowe w zasa-dzie wykonuje siê jako ¿eliwne bez pokryæ przeciwzu¿yciowych. Powszechne jest na-tomiast stosowanie technologii chromowania na pokrycia przeciwzu¿yciowe pierwszych pierœcieni uszczelniaj¹cych. Œrednio 40% pierœcieni t³okowych silników o zap³onie sa-moczynnym i 30% pierœcieni t³okowych silników o zap³onie iskrowym jest wykonywa-nych w tej technologii. Jest ona uci¹¿liwa dla œrodowiska naturalnego. Wprawdzie mówi siê o zamkniêtych procesach chromowania, w których ca³oœæ procesu jest realizowania w takim cyklu, ale pozostaj¹ jednak odpady poprodukcyjne, których utylizacja jest dro-ga. W zwi¹zku z tym opracowana para tr¹ca, w której pierœcieñ t³okowy wykonano w technologii pow³ok z azotku tytanu jest alternatyw¹ w stosunku do pierœcienia z po-w³ok¹ chromow¹, stanowi¹c dla niego dobry zamiennik. Koszt technologii pokrywania pow³ok¹ z azotku tytanu pierœcieni t³okowych jest, w przypadku produkcji wielkoseryj-nej; rzêdu miliona sztuk rocznie, porównywalny z technologi¹ chromowania.

Przyk³adowa para tr¹ca powsta³a w wyniku badañ na tribotesterze oraz trzyetapo-wych prac badawczych. W ich sk³ad wesz³y symulacyjne badania numeryczne, wstêpne i zasadnicze badania na obiekcie rzeczywistym. Prowadzenie kompleksowych badañ stwa-rza podstawy do uznania odpowiedzi obiektu za miarodajn¹.

Pierwszym etapem by³a symulacja komputerowa. Podstaw¹ opracowania adekwat-nej symulacji komputerowej jest zamodelowanie warunków wejœciowych. W

przypad-9. Podsumowanie 149

ku przyk³adowej pary tr¹cej, stanowi¹cej elementy zespo³u TPC silnika spalinowego kluczowe znaczenie ma obliczenie obci¹¿enia i temperatury podczas procesu spalania. Do symulacji obci¹¿eñ pochodz¹cych od procesu roboczego silnika spalinowego, u¿yto programu KIVA 3 opracowanego w USA w laboratoriach Los Alamos. Jest on uznany za jeden z najlepszych obecnie na œwiecie programów umo¿liwiaj¹cych symulacjê kom-puterow¹ procesu roboczego zarówno silnika o zap³onie samoczynnym, jak i silnika o zap³onie iskrowym. Zrealizowano symulacjê procesu roboczego silnika, na którym wy-konano póŸniejsze prace badawcze przedmiotowego zespo³u TPC. Obliczone przebiegi ciœnienia, temperatury oraz iloœci ciep³a przekazywanego do œcianek komory spalania w funkcji obrotu wa³u korbowego podczas cyklu pracy silnika stanowi¹ obci¹¿enia wej-œciowe.

Dalszym etapem prac by³o opracowanie konstrukcyjno-technologicznych modeli ge-ometrycznych t³oka, tulei cylindrowej i pierœcienia t³okowego, które zosta³y poddane obliczonym obci¹¿eniom. Jako obci¹¿enia wykorzystano uœrednione wartoœci ciœnienia, wspó³czynnika przejmowania ciep³a i temperatury w wêz³ach siatki MES, pochodz¹ce z etapu pracy przy zamkniêtych zaworach. W zwi¹zku z tym wartoœci te s¹ wiêksze ni¿ w przypadku uœredniania dla ca³ego cyklu pracy. Stwarza to znacznie ostrzejsze re¿imy temperaturowe, lecz jest uzasadnione z uwagi na rodowód pow³ok z azotku tytanu w materia³ach ceramicznych. Po raz pierwszy opisano zespó³ TPC, w którym uszczelnia-j¹cy pierœcieñ t³okowy ma zamodelowan¹ pow³okê po³¹czon¹ z rdzeniem za pomoc¹ elementów kontaktowych. Analiz¹ MES obliczono rozk³ad pola temperatury, strumie-nia ciep³a, obci¹¿eñ, naprê¿eñ zredukowanych, przemieszczeñ oraz si³ reakcji w pier-œcieniu z pow³ok¹ oraz tulei w tym zespole TPC. Opracowana symulacja numeryczna pozwoli³a na etapie projektowania zespo³u TPC silnika spalinowego obliczyæ wymie-nione wielkoœci. Ma to zasadnicze znaczenie na etapie projektowania elementów silni-ka spalinowego, gdy¿ pozwala skróciæ do minimum czasoch³onne prace badawcze na obiekcie rzeczywistym, których celem jest opracowanie odpowiedniego zestawienia ma-teria³owego elementów zespo³u TPC. Znajomoœæ rozk³adu temperatury i innych wiel-koœci w elementach projektowanego uszczelnienia pierœcieniowego umo¿liwia dobra-nie w³aœciwego oleju smaruj¹cego oraz okreœledobra-nie przewidywanej trwa³oœci tego uszczel-nienia. W tym przypadku zasadniczym celem tej symulacji by³o obliczenie rozk³adu tem-peratury w elementach zespo³u TPC i porównanie otrzymanych wartoœci z danymi po-miarowymi. Wprowadzenie pow³oki spowodowa³o jedynie nieznaczne zwiêkszenie tem-peratury, co umo¿liwi³o kontynuowanie prac badawczych.

Po opracowaniu symulacji numerycznej wspó³pracy zespo³u TPC przyst¹piono do wykonania wstêpnej partii pierœcieni z pow³ok¹ z azotku tytanu oraz tulei cylindrowych, na etapie badañ wstêpnych, o mniejszej wartoœci ca³kowitej swobodnej energii powierzch-niowej. Badaniom wstêpnym celowo poddano parê tr¹c¹ pierœcieñ t³okowy z pow³ok¹ z azotku tytanu–tuleja cylindrowa ¿eliwna, gdy¿ ta para stwarza trudniejsze warunki wspó³pracy, generuj¹c wiêksze si³y styczne oraz zu¿ycie. Stwierdzono to w czasie prac

badawczych na tribotesterze. Po wstêpnych badaniach na obiekcie rzeczywistym i uzy-skaniu pozytywnej odpowiedzi obiektu przyst¹piono do zasadniczych prac badawczych. Badania zasadnicze przeprowadzono, realizuj¹c cykl trwa³oœci zespo³owej; tzw. test „zim-ny–gor¹cy” opracowany przez firmê Goetze A.G. (obecnie: Federal Mogul), która jest jednym z czo³owych producentów pierœcieni t³okowych na œwiecie. Nastawy tego testu umo¿liwiaj¹ sprawdzenie zespo³u TPC silnika spalinowego, a w tym pierœcieni t³oko-wych, zw³aszcza pod k¹tem odpornoœci pow³ok przeciwzu¿yciot³oko-wych, na skrajnie zmienne obci¹¿enia cieplne.

Pozytywne wyniki zasadniczych prac badawczych dowiod³y s³usznoœci zastosowa-nia dodatkowego czynnika doboru powierzchni par tr¹cych, którym by³a swobodna ener-gia powierzchniowa i jej sk³adowe, a opracowane pierœcienie w zestawieniu z tulejami cylindrowymi o warstwie wierzchniej azotowanej pomyœlnie przesz³y test silnikowy.

10. Wnioski

Na podstawie przedstawionych w rozprawie rozwa¿añ sformu³owano nastêpuj¹ce wnioski:

• Zjawiska miêdzyfazowe, opisane przez ca³kowit¹ swobodn¹ energiê powierzchniow¹ oraz jej sk³adowe, s¹ czynnikami umo¿liwiaj¹cymi lepszy dobór materia³ów na pary tr¹ce. Wartoœæ ca³kowita swobodnej energii powierzchniowej jest nastêpstwem budo-wy cz¹steczkowej i wi¹zañ charakterystycznych dla danego materia³u, co warunkuje jego twardoœæ. Dobra wspó³praca pary tr¹cej wymaga, aby wyst¹pi³a pewna ró¿nica twardoœci miêdzy materia³ami elementów. Konieczna jest wiêc równie¿ ró¿nica w war-toœci ca³kowitej swobodnej energii powierzchniowej elementów pary tr¹cej.

• Odpowiednie wartoœci sk³adowych swobodnej energii powierzchniowej zapewniaj¹ w³aœciw¹ zwil¿alnoœæ olejem smaruj¹cym. Proponuje siê taki dobór materia³ów na elementy pary tr¹cej, szczególnie wykonuj¹cej ruch posuwisto-zwrotny, aby ró¿nica

pomiêdzy wartoœciami sk³adowych dyspersyjnych γ_Sd lub Lifshitza–van der Waalsa

γ_SLW swobodnych energii powierzchniowych elementów by³a du¿a, przy

minimali-zowaniu wartoœci sk³adowej polarnej γ_Sp lub kwasowo-zasadowej γ_SAB tej energii,

z uwagi na jej brak w olejach smaruj¹cych.

• Sk³adowa dyspersyjna γ_Sd lub Lifshitza–van der Waalsa γ_SLW elementu pary tr¹cej

o wiêkszej powierzchni (np.: tuleja cylindrowa) powinna mieæ wiêksz¹ wartoœæ. Ele-ment o mniejszej powierzchni (np.: pierœcieñ t³okowy) powinien mieæ wartoœæ tych

sk³adowych mo¿liwie ma³¹; mniejsz¹ od wartoœci sk³adowej dyspersyjnej γ_Sd lub

Li-fshitza–van der Waalsa γ_SLW oleju smaruj¹cego. Stwarza to warunki do du¿ej

zwil-¿alnoœci olejem smaruj¹cym elementu o du¿ej powierzchni oraz ma³ej zwilzwil-¿alnoœci w przypadku elementu o ma³ej powierzchni. Energia adhezji do oleju smaruj¹cego elementu o wiêkszej powierzchni jest du¿a (wiêksza od energii kohezji oleju smaru-j¹cego), a warstwa smarna dobrze z ni¹ zwi¹zana. Energia adhezji do oleju elementu o powierzchni mniejszej jest porównywalna z energi¹ kohezji czynnika smarnego. W rezultacie zosta³y stworzone podstawy do zmniejszenia tarcia.

• Opracowana na podstawie zrealizowanych prac badawczych para tr¹ca: element o du¿ej powierzchni azotowany technologi¹ „Nitrovac”, wspó³pracuj¹cy z elementem o ma³ej powierzchni o pow³oce z azotku tytanu, wykaza³ w badaniach na triboteste-rze dwukrotnie mniejsze si³y styczne (tarcia) w porównaniu do pary tr¹cej, w której

ró¿nica w wartoœciach ca³kowitych swobodnych energii powierzchniowych by³a zna-cz¹co wiêksza, a ró¿nica w wartoœci sk³adowych dyspersyjnych znazna-cz¹co mniejsza. Nale¿y zwróciæ uwagê, ¿e spe³nia³a ona wszystkie klasyczne wymagania doboru ele-mentów par tr¹cych, takie jak odpowiednia mikrostruktura powierzchni tulei z faz¹ plateau itp.

• Temperatura tworzona podczas wspó³pracy na tribotesterze elementu ¿eliwnego z po-w³ok¹ z azotku tytanu z elementem ¿eliwnym o warstwie wierzchniej azotowanej by³a oko³o 20% ni¿sza ni¿ podczas wspó³pracy z elementem ¿eliwnym nieazotowa-nym. Potwierdza to wystêpowanie mniejszych si³ stycznych, co stwierdzono pod-czas badañ na tribotesterze.

• Symulacja numeryczna wspó³pracy zespo³u TPC i przyk³adowej pary tr¹cej pierœcieñ uszczelniaj¹cy–tuleja cylindrowa, opracowana w wyniku zrealizowanych nowych wytycznych doboru powierzchni tych elementów, wykaza³a, ¿e wprowadzenie twar-dych pow³ok przeciwzu¿yciowych na pierœcieniach t³okowych powoduje nieznacz-ny wzrost ich temperatury. Ten wzrost temperatury nie ma istotnego wp³ywu na prze-bieg procesów tribologicznych. Jest to spowodowane tym, ¿e pow³oka z azotku tyta-nu charakteryzuje siê dwukrotnie mniejsz¹ wartoœci¹ wspó³czynnika przewodzenia ciep³a ni¿ ¿eliwo i spowalnia proces przep³ywu ciep³a przez pierœcieñ t³okowy do tulei cylindrowej.

• Opracowane przyk³adowe warianty wykonania pierœcieni t³okowych s¹ oparte o po-miary rzeczywistych kszta³tów, jakie uzyskuj¹ pierœcienie t³okowe po eksploatacji w silniku spalinowym. Szczególnie dotyczy to kszta³tu powierzchni czo³owej o prze-kroju „bary³ki” niesymetrycznej, której kszta³t jest charakterystyczny dla pierwszych pierœcieni uszczelniaj¹cych, po pewnym okresie eksploatacji.

• Uzyskanie dobrej pow³oki z azotku tytanu na czo³owej powierzchni pierœcienia i in-nych materia³ów w celu polepszenia parametrów tribologiczin-nych jest mo¿liwe jedy-nie wtedy, gdy powierzchnia pod na³o¿ejedy-nie pow³oki metod¹ PAPVD zostajedy-nie odpo-wiednio przygotowana przez oczyszczenie fizykochemiczne oraz w procesie trawie-nia jonowego. Stwierdzono ponadto, ¿e nale¿y w przypadku pierœcietrawie-nia t³okowego

zapewniæ chropowatoœæ mniejsz¹ od Ra= 0,8 µm.

• Odpowiednia przyczepnoœæ pow³oki z azotku tytanu, uzyskana metod¹ PAPVD, jest uwarunkowania jakoœci¹ procesu konstytuowania. W pocz¹tkowym okresie nastê-puje, po oczyszczaniu jonowym, dyfuzja jonów azotu w warstwê wierzchni¹ pier-œcienia i jednoczeœnie tworzenie pow³oki z azotku tytanu. W ten sposób powstaje warstwa przejœciowa zapewniaj¹ca dobr¹ przyczepnoœæ pow³oki z azotku tytanu do powierzchni pierœcienia t³okowego.

• Proces azotowania ¿eliwa stwarza niebezpieczeñstwo powstania na powierzchni tzw. „bia³ej warstwy” azotków, która jest bardzo twarda i krucha. W wyniku procesu azo-towania pró¿niowego „Nitrovac” warstwa ta nie wystêpuje. Dziêki temu nie ma

ko-10. Wnioski 153

niecznoœci prowadzenia obróbki wykañczaj¹cej powierzchni tulei po procesie azo-towania. Istnieje zatem mo¿liwoœæ koñcowej obróbki powierzchni przed procesem azotowania.

• Opracowane pierœcienie t³okowe mog¹ stanowiæ zamiennik produkowanych obecnie pierœcieni z pow³ok¹ chromow¹. S¹ one wdra¿ane do produkcji seryjnej. Jej przewi-dywana liczba w jednej z firm krajowych jest równa oko³o 8 milionów sztuk rocz-nie.

• Mo¿liwe jest zastosowanie innych pow³ok o cechach podobnych jak pow³oki z

azot-ku tytanu wartoœci ca³kowitej swobodnej energii powierzchniowej γ_S oraz jej

sk³a-dowej dyspersyjnej γ_Sd lub Lifshitza–van der Waalsa γ_SLW. S¹ to pow³oki w systemie

„duplex”. Proces polega na pierwotnym azotowaniu jonowym warstwy wierzchniej i póŸniejszym pokrywaniu jej pow³ok¹ azotku tytanu, stosuj¹c w tym celu metodê PAPVD. Technologia procesu jest dwuetapowa. Po oczyszczaniu jonowym powierzch-ni nastêpuje zwiêkszepowierzch-nie energii jonów azotu. Dziêki czemu nastêpuje azotowapowierzch-nie powierzchni, gdy¿ jony te wnikaj¹ w warstwê wierzchni¹ pierœcienia t³okowego. Dru-gim etapem jest proces konstytuowania pow³oki azotku tytanu metod¹ PAPVD.

Literatura

[1] Adamson A.W., Physical Chemistry of Surface, Interscience Publishers Inc., New York 1960. [2] Akallin O., Newaz G.M., New experimental technique for friction simulation in automotive piston

ring and cylinder liners, SAE Spec. Publ., 1372, 79–84 (1998).

[3] Akimoto Y., Maruya T., Yoshida H., Kobayashi H., Sugihara H., Effect of piston top rings on piston slap noise, JSAE Review, 17(1), (1996).

[4] Allen B.C., Liquids Metals, Marcel Dekker Inc., New York 1972.

[5] Amsden A.A., KIVA3: A KIVA Program with block structured mesh for complex geometries. Los Alamos National Laboratory LA–12503-MS.

[6] Arai T., Fujita H., Plasma-assisted CVD of TiN and TiC on steel, Proceedings of 6th International Conference on Ion and Assisted Techniques, Bringhton U.K., May 1987, 196–200.

[7] Arcoumanis C., Ostovar P., Mortier R., Mixed lubrication modeling of newtonian and shear thinning liquids in a piston-ring configuration, SAE Spec. Publ., 1304, 35–60 (1997).

[8] Benesch R., Janowski J., Mamro K., Metalurgia ¿elaza. Podstawy fizykochemiczne procesów, Wy-dawnictwo „Œl¹sk”, Katowice 1979.

[9] Boisclair M.E., Hoult D.P., Wong V.W., Piston ring thermal transient effects on lubricant tempera-tures in advanced engines, Trans. ASME J. Eng. Gas-Turbines-Power, 111 (3), 543–552 (1989). [10] Bujak J., Miernik K, Smolik J., Walkowicz J., Otrzymywanie warstw TiN i TiAlN metodami:

magne-tronow¹ i ³ukowo-pró¿niow¹, Problemy Eksploatacji, nr 3, 1992, 157–161.

W dokumencie Tarcie i zużycie zespołu tłok-pierścienie-cylinder (Stron 144-164)