Conditiebewaking van hoofdlagers van dieselmotoren door middel van dynamische drukmeting in het smeeroliecircuit, Deel Tekst en deel figuren

CONDITIEBEWAKING VAN HOOFDLAGERS VAN DIESELMOTOREN DOOR MIDDEL VAN DYNAMISCHE DRUKMETING IN HET

SMEEROLIECIRCUTT A.Bosscher Tekst OEMO-9313 RP-KIM-WER-172-1993 15 juni 1993. Technische Universiteit Delft Faculteit der Werktuigbouwkunde en Maritieme Techniek Koninklijk Instituut voor de Marine Den Helder

VOORWOORD

Dft rapport doet verslag van een afstudeeronderzoek dat is uitgevoerd om de studie voor Werktuigbouwkundig ingenietir aan de Technische Universiteft Delft te voltooien. Her afstuderen is gedaan bij de vakgroep Maritieme Dieselmotoren. Deze vakgroep heeft een samenwerkingsverband met het Koninklijk Instituut voor de Marine in Den

Helderyandaar

dat gebruik is gemaakt van de faciliteiten van dit Instituut.

ten groot aahtal. tnedewerkers van het KIM heeft op de een of anderemanier bijgedrageh. ,Met name wil ilc de, volgenden bedanken:

-Jr. C.A.J. Tromp, voor zijn kritische begeleiding;

Th.O.H. Popma, voor zijn hulp bij het uitvoeren van de metingen;

--A.H. Nijenhuis, voor zijn hulp bij de metingen en het sleutelen aan de proefmoton: H. Dijkstra, J.J.A. Dijkstra, H.. de Leeuiv en G.A.M. Witsiers voor hun hulp bij de practische werkzaarnheden van dit afstuderen.

AESTUDEEROPDRACHT

-Breid het bestaande rekenmodel voor het smeeroliecircuit, van de 5 cilind'er Krotnhout uit met de olieconstunptie van de drijfstanglagers.

-itereken hetidynamische gedrag, van dit circuit bij varierende olietemperatuur.,

Noer .druk- en flowmetingen uit aan het circuit, van de 5 cilinder Kromhout en trek conclusies over de iaccuratesse van, circuit- en lagermodel

4nventariseer iaan de hand van .een literatuurstudie de fysische en mechanische

verschijnselen,, die het. dynamisch gedrag van het smeeroliecircuit van een dieselmotor beschrijven.. Toon met behulp van eenvoudige modellen aan door welke verschijnseleit het gedrag gedornineerd wordt en gebruik deze .om een model te ontwerpen voor het

smeeroliecircuit van de 5 cilinder Krotnhout.

Modificeer het circuitmoder volgens het ontwerp van de constructieve opdracht.

Bereken het gedrag van het ,smeeroliecircuit bij gezonde motor en bij gesimule,erde lagerdefecten.

Voer metingen 'nit aan het circuit bij igezonde motor en bij motor met lagerdefecten en trek conclusies over de betrouwbaarheid van het model en de potentie van

INHOUD

Samenvatting

Symbolen

Hoofdstuk 1 INLEIDING

₁

Hoofdstuk 2 HET REKENMODEL VOOR HET DYNAM1SCH BELAS'TE

GLIJLAGER ₃

2.1 Het dynarnisch belaste glijlager ₃

2.2 Het rekenmodel voor het dynamisch belaste glijlager ₆

2.2.1 De lagerbelasting ₆

2.2.2 De asbaan ₇

2.2.3 Filmdikte en con- of divergentie van de film ₈

2.2.4 Vullingsgraad en drulcvormende lengte ₉

2.2.5 In- en uitstroom van het lager ₁₁

2.3 Het circuitmodel ₁₁

2.4 Samenvatting ₁₂

Hoofdstuk 3 HET REICENMODEL VOOR HET GROTE

3.2 De belasting en de asbaan van het grote drijfstanglager 14

3.2.1 De belasting van het drijfstanglager ₁₄

3.2.2 De asbaan ₁₅

3.3 De smeerolietoevoer van het drijfstanglager ₁₇

3.4 De berekening van de smeerolietoevoer van het drijfstanglager 20

3.5 Samenvatting ₂₁

Hoofdstuk 4 METINGEN AAN HET SMEEROLIECIRCUIT ₂₃

4.1 De proefmotor en de meetopstelling ₂₃

4.2 Metingen ₂₄

4.2.1 Reproduceerbaarheid ₂₆

4.2.2 Invloed van de temperatuur op het dynamische

druksignaal p5.dyn ₃₀

4.2.3 De dempende werking van het smeeroliefilter,

het druksignaal _{P4,dyn 31}

4.2.4 Het gedrag van het smeeroliefilter

bij verschillende bedrijfscondities ₃₂

4.2.5 De invloed van (leiding-)trillingen _{op het druksignaal P5,dyn 33}

4.2.6 Het gedrag van een defect lager ₃₄

4.2.7 Flowmetingen ₃₅

4.2.8 De temperatuur van de lagerschaal, lagerkap en de olie in de smeeroliegroef ₃₆ 4.3 Analyse van het gemeten druksignaal en vergelijk met de berekening ₃₈

43.1 Het openen en sluiten van de toevoerboring ₃₈

4.5 Samenvatting ₄₁

Hoofdstuk 5 INSTATIONAIRE STROMING 43

5.1 Introductie: een eenvoudig voorbeeld ₄₃

5.2 De invloed van hydraulische ornstandigheden ₄₅

5.2.1 Compressibiliteit en geluidssnelheid ₄₆

5.2.2 Wrijving ₅₂

5.23 De bewegingsvergelijking ₅₄

5.2.4 De continuiteitsvergelijking ₅₅

5.2.5 Randvoorwaarden ₅₇

5.3 De interactie tussen vloeistof en constructie: FSI 58

53.1 PSI: een indeling van de verschijnselen ₅₈

5.3.2 De Poisson koppeling ₅₉

5.3.3 De frictie koppeling ₆₂

5.3.4 Het kruisingseffect ₆₃

5.3.4.1 Transversale krachten en buigende momenten ₆₄

5.3.4.2 Torsiemomenten ₆₅

5.3.5 De invloed van FSI op dynamische drukken in het

smeeroliecircuit ₆₅

5.4 De mathematische beschrijving van FSI ₆₆

5.4.1 Vergelijkingen voor de vloeistof ₆₆

5.4.2 Vergelijkingen voor de leiding ₆₇

5.5 Samenvatting

Hoofdstuk 6 EEN RE10ENMODEL VOOR WATERSLAG ₇₀

6.1 De invloed van FSI ₇₀

6.2 De methode van de karakteristieken ₇₃

6.3 Randvoorwaarden ₇₈ 63.1 Voorgeschreven druk ₇₉ 63.2 Voorgeschreven snelheid ₈₁ 6_3.3 Geconcentreerde stomingsweerstand ₈₂ 6.3.4 Volume ₈₃ 63.5 Kruispunt ₈₅ 63.6 Smeeroliefilter ₈₇ 63.7 Hoofdlagers ₈₇

6.4 Resonantie in een leiding ₈₉

6.4 Samenvatting ₈₉

Hoofdstuk 7 SIMULATIES ₉₁

7.1 De berekende asbanen ₉₂

7.2 De berekende smeerolie instroom

93 7.3 De berekende gemiddelde smeeroliestroom naar de hoofdlagers ₉₅

7.4 Het berekende dynamische druksignaal ₉₆

7.4.1 Resonantie in het smeeroliecircuit ₉₆

7.4.2 De druksignalen van de afzonderlijke hoofdlagers ₉₇

7.4.3 Simulaties bij varierende temperatuur ₉₉

7.4.4 Het model voor bet smeeroliefilter

7.5 Vergelijk tussen meting en berekening van de druksignalen ₁₀₂

7.6 Samenvatting ₁₀₅

Hoofdstuk 8 CONCLUSIES EN AANBEVEL1NGEN 107

8.1 Conclusies ₁₀₇

8.2 Aanbevelingen ₁₀₈

Literatuur

Appendix A Lagerbelasting, asbaan en vullingsgraad _{van het dynamisch belaste glijlager}

Appendix B Lagerbelasting en toevoerdruk van het grote drijfstanglager

Appendix C Gegevens van de proefmotor en de meetopstelling

SAMEN VATTING

Krukashoofdlagers 'en drijfstanglagers in dieselmotoren zijn hydrodynarnisch gesmeenie lagers. Voor goede werking zijn ze afhanIcelijk van drukopbouw in de filmspleet unser." as en lager, die het metallisch contact tussen deze onderdelen opheft. De as bescluijft in het lager een deterininistisch te bepalen asbaan. Deze beweging _{van de as in het lager heeft tot}

evolg dat het lager zich gedraagt ials ten variabele stromingsweerstand voor de stroming vanuit de ismeerolietoevoer naar het lager. De as kan zelfs, door zijn snalle beweging, olie aanzuigen en terugpompen vanuit en naar de smeerolieleiding. Deze klep- en

pompwerking heeft tot gevolg dat er ten instationaire stroming ontstaat in de dsmeerolietoevoerleiding, die gepaard gaat met drulcfluctuaties. Deze drukfluctuaties

yeranderen als gevolg van ten lagerdefect zodat het in principe mogelijk moet zijn door meting van dynamische druksignalen in het smeeroliecircuit _{de conditie van de}

hoofdlagers te bewaken.

Van ten onderzoek naar de inogelijkheden van deze benadering wordt in, dit rapport verslag gedaan. Zowel experimented als theoretisch zijn de verschijnseleu onderzocht die samenhangen met het dynarnis' ch gedrag van de hoofdlagers van een

proefmotor. Het bleek niet noodzakelijk het gedrag van de drijfstanglagers te onderzoekeft omdat deze niet zijn aangesloten, op het smeeroliesysteem.

Voor het experimentele gedeelte van dim ionderzoek is gebruik gemaalct van een, vijfcilinder proefmotor; er zijn dynamische drulcmetingen uitgevoerd in het

smeeroliecircuit, evenals debiet- en temperatuurmetingen. _{De reprod'uceerbaarheid Van de} dynamische drukmetingen bleek slecht, op basis van deze metingen kan geent uitspraak worden gedaan over de potentie van deze methodiek voor bewalcing van de conditie van hoofdlagers van dieselmotoren. Het lijkt twijfelachtig of het mogelijk is ,conditiebewaking van hoofdlagers op basis van dynamische drukmeting te bedrijven door analyse van tijdsignalen.

Om de dynamische druksignakn in het smeeroliecircuit te berekenen zijn twee modellen benodigd, een model voor het gedrag van de dynamisch belaste glijlagers_{en ,een} model voor de instationaire stroming in de smeerolietoevoerleiding. Het model voor dynamisch belaste glijlagers bestond, al bij, het begin van dit onderzoek, daaraan was gekoppeld een model voor de strorning in de leiding gebaseerd[ op de vergelijking,van

en massatraagheidseffecten. Dit laatste model bleek een onvoldoende beschrijving van de werkelijkheid te zijn; de compressibiliteit van de olie en de daarmee samenhangende voortplantingsverschijnselen worden erin verwaarloosd. Daarom is een rekenmodel voor instationaire strorning opgezet op basis van de methode van de karakteristieken. Deze beschrijving houdt rekening met de compressibiliteit en eindige voortplantingssnelheid van druktransienten.

Hoewel een vergelijk tussen meting en berekening moeilijk is door het gebrekaan reproduceerbaarheid van de metingen moet worden gezegd dat de uitkomsten van de rekenmodellen niet overe,enkomen met de resultaten van de metingen. Waarschijnlijk worden de afwijkingen veroorzaakt door vereenvoudigingen in het lagermodel en het model voor instationaire straining. Zo warden in het lagermodel een aantal parameters die eigenlijk simultaan uit de vergelijkingen moeten worden opgelost apart van elkaar

berekend. Ook wordt de toevoerdruk van de smeerolie constant verondersteld, een onjuiste

aan name.

Het model voor instationaire stroming gaat uit van een constante compressibiliteit van de smeerolie, terwijl dit getal waarschijnlijk sterk varieert door de aanwezigheid van luchtbelletjes. Bovendien wordt visceuze wrijving in rekening gebracht met een stationaire beschrijving, die uitgaat van een stationair, laminair stromingsprofiel. Deze benadering is onjuist; dit stromingsprofiel worth verstoord door transienten in de stroming.

Een vervolgonderzoek moet zich in de eerste plaats richten op verbetering van de reproduce,erbaarheid van de metingen. De mogelijkheden van een statistische beschouwing van de tijdsignalen moet worden onderzocht, evenals de mogelijkheid de geluidssnelheid in de smeerolieleiding te bepalen tijdens het opnemen van het dynamische druksignaal.

Het model voor dynarnisch belaste glijlagers kan warden verbeterd door simultane berekening van de variabelen, gebruik van een reeel toevoerdruksignaal en het toevoegen van een thermisch model.

Het model voor instationaire stroming kan worden verbeterd door een correcte beschrijving van de instationaire visceuze wrijving_{en de invloed van luchtbellen op de} compressibiliteit van de smeerolie.

SYMBOLEN

Critter _{Filterconstante [1/m]}

CO Leidingconstante El

Co.

Constante langs karakteristiek [bar]

C Constante tangs karakteristiek [bar]

diameter lager [ml F Kracht _[N] F Debiet _[m3/s] G Afschuivingsmodulus [Pa] I Weerstandsmoment bulging

[ml

J Torsieweerstandsmoment

[ml

Compressibiliteit [Pa] Lagerlengte=lagerbreedte _[m] Leidinglengte _[ni] M Mobiliteitsvector _El Debiet [m3/s]

R Straal van het lager _[m]

AR Radiale speling _[m]

R Gasconstante _[J/kgK]

Red Reynoldsgetal, betroklcen op de diameter _[-]

T Temperatuur [°C] Excentriciteit _[m] c, Geluidssnelheid _{I m/s1} d Leidingdiameter _[nri] f Verliescoefficient

_H

g Indicator smeeroliegroef _El g Zwaartekrachtsversnelling [m/s2] h Filmdikte _[rn]

Hoogteverschil

_and

Drijfstanglengte

Druk _{[Pa], [bar]}

Ap Drukverschil _{[Pa], [bar]}

Massa _[kg]

Aantal discrete punten in een leiding,mummer laatste punt

ICruldengte _[in]

Plaatscoiirdinaat langs stroornlijn Em]

it Tijd _[s]

IL _{PlaatscoOrdinaat in (x,y)-vlak}

[ml

'Snelheid' _[nVs]

Axiale coordinaat _Im];

Grieks

ct _{Plaatscoordinaat rondomt het lager}

i cil

4

Incrementi LI 8 _Increment i-] e _{Dimensieloze excentriciteit} [-[ C Verliescoefficient _[-] 0 _{Hoek [rad, 0]}

ic _{Dimensieroze breedte smeeroliegroef}

_n

i

Dragende lengte _[-].

p _{Dynamische viscositeit [Ns/mil}

'V _{Vullingsgraad}

[-]

A7 Cobstante van Poisson _IFII

IP Soortelijke massa [kg/m3]

d'

Spanning _[Pa]' Soortelijk volume _(m3/kg) I _[m] m [-] s

43 Debiet [m3/s] 80

.

Warrelhoekincrement [rad] CO Hoeksnelheid _[rad/s] Subscripts dyn dynamisch f _kracht k krukas 1 uitstroom n _{leidinguiteinde} r relatief res reservoir s _instroom sf vloeistof St leiding stat _statisch w _warrel

1. INLEIDING

Een belangrijke faaloorzaak van dieselmotoren is het defect raken van de hoofdlagers. De directe en indirecte schade is meestal fors. De bestaande methoden om de conditie van hoofdlagers tijdens beclrijf te observeren voldoen niet volledig [Broekhaus, 92].

In 1988 publiceert [Schiffbanker, 881 een artikel over de geautomatiseerde eindcontrole van nieuwe motoren, waarbij in het smeeroliecircuit van de door een electromotor gesleepte motor de dynamische druk wordt gemeten. Een analyse van het signaal beslist over goed- of afkeur van de motor.

De drukfluctuaties in her smeeroliecircuit worden veroorzaakt door de krukas die zich onder invloed van gas- en massakrachten continu beweegt in zijn lagers. Enerzijds

gedraagt de as zich als een variabele stromingsweerstand, anderzijds kan de as door zijn snelle bewegingen olie aanzuigen en terugpompen.

Naar aanleiding van het bovengenoemde artikel heeft [Visser, 89] een aantal dynamische drukmetingen uitgevoerd aan het smeeroliecircuit van een dieselmotor. Door het vastlopen van de motor was hij genoodzaakt het daarbij te laten. Een van zijn conclusies was dat door het ontbreken van een rekenmodel het verkrijgen van een goed inzicht in de merites van deze methode grote problemen oplevert.

[Broekhaus, 92] presenteert in 1992 zijn afstudeerverslag "Detectie en diagnose van lagerdefecten aan medium-speed dieselmotoren". Naast een uitgebreide literatuurstudie naar faaloorzalcen en mechanismen presenteert hij een rekenmodel voor de dynamisch belaste glijlagers die worden toegepast als hoofdlagers, evenals een eenvoudig model voor de instationaire stroming in het smeeroliecircuit. Ook presenteert hij enige dynamische drukmetingen aan het smeeroliecircuit van een dieselmotor. Zijn resultaten, _{weliswaar flies} voldoende om inzicht te lcrijgen in de potentie van deze benadering, zien er veelbelovend

uit.

Dit verslag beschrijft het onderzoek dat is uitgevoerd naar aanleiding van de eerder behaalde goede resultaten. Zowel experimenteel als theoretisch is onderzoek gedaan naar de dynamische effecten van de glijlagers in het lcrukdrijfstangmechanisme van een

De experimenten zijn uitgevoerd aan een vijfcilinder dieselmotor. Onder andere is onderzocht of de meting van dynamische druksignalen in het smeeroliecircuit

reproduceerbaar is uit te voeren. Dit aspect is van vitaal belang voor de toepassing van deze methode van condidebewaking.

Op basis van het bestaande rekenmodel voor dynamisch belaste glijlagers met een

constante hoeksnelheid en smeerolietoevoer, hoofdlagers, is een orithtatie uitgevoerd naar berekeningen aan drijfstanglagers, glijlagers met een variabele hoeksnelheid en

smeerolietoevoer.

In het reeds bestaande rekenmodel was ook een model voor de instationaire

stroming in de smeerolieleidingen opgenomen, gebaseerd op de vergelijking van Bernoulli, gecorrigeerd voor massatraagheidseffecten. Deze beschrijving bleek niet te voldoen, zodat een model is opgezet waarbij ook de effecten die het gevolg zijn van de compressibiliteit van de olie zijn meegenomen.

Het tweede hoofdstuk van dit afstudeerverslag beschrijft het reeds aanwezige model voor dynamisch belaste glijlagers met constante hoeksnelheid en smeerolietoevoer en het circuitmodel dat is gebaseerd op de vergelijking van Bernoulli. In hoofdstuk 3 wordteen orientatie uitgevoerd naar de berekening van drijfstanglagers. Hoofdstuk 4 presenteert de resultaten van het experimentele deel van dit afstudeerwerk, tevens wordt onderzocht in hoeverre bestaande theorie en experiment met elkaar overeenstemmen. Het blijkt dan noodzakelijk een nieuw model voor de instationaire stroming in het smeeroliecircuit op te stellen. In hoofdstuk 5 wordt verslag gedaan van een literatuuronderzoek dat is uitgevoerd naar de verschijnselen die gepaard gaan met instationaire stroming. Hoofdstuk 6 beschrijft het daaruit voortvloeiende rekenmodel. In hoofdstuk 7 worden de resultaten van de

berekeningen gepresenteerd en conclusies getrolcken over de validiteit van beide rekenmodellen. Hoofdstuk 8 besluit met aanbevelingen en conclusies.

Om practische redenen bestaat dit verslag uit twee boeken. Het_{ene bevat de tekst, het} andere de figuren.

2. HET REICENMODEL VOOR HET DYNAMISCH BELASTE GLULAGER

Dit hoofdstuk gaat kort in op de functit, de bedrijfstoe'stand en de constructie Van Idynarnisch belaste glijlagers zoals die worden toegepast in het lcrukdrijfstangrnechanisme,

van dieselmotoren.

Vervolgens worth het rekenmodel voor dynamisch belaste glijlagers, dat aanwezig is op bet Koninldijk Instituut voor de Marine,, besproken. Het rekenmodel berekent de

dynamische smeeroliestroom ,naar de lagers.. In dit geval zal dat gebeuren voor de ihoofdlagers van de bij dit onderzoek gebruikte proefmotor (Hoofdstuk 4). Deze

dynamische smeeroliestromen worden bij elkaar opgeteld en ingevoerd in het model van het smeeroliecircuit. Daarin wordt het idynamische druksignaal in de smeerolieleiding

berekeird Om deze Teden wordt als laatste in dit hooldstuk het circuitmodel besprokent

2.1 Het dmamisch belaste &Wager

Een lager is een constructie clement dat tot doel heeft een lcracht door te leiden itussen. twee it= opzichtt van clkaar bewegetide werktuigoriderdeleh..Aan het lager wordt in Ilia lalgetneen de eis gesteld dat het de werktuigonderdelen ten opzichte van elkaar positioneert en dat er een minimum aan wrijving optreedt bij het doorleiden van de Icracht.

De hoofd- en drijfstanglagers van een dieselmotor worden uitgevoerd ,als

hydrodynarnische glijlagers. De (zeer Heine) speling tussen as en lager speelt hierin een, heofdrol (fig. 2.1). Door hydrodynarnische effecten treedt plaatselijkeen drulcverhoging op, die ervoor zorgt dat de as wordt gedragen door de olie. en het metallisch contact tusseit as en lager wordt iopgeheven. De belasting op de hoofd- en drijfstanglagers van een

dieselmotor verandert voortdurend van grootte en richting.. Deze veranderingen zijn periodiek als gevolg van het periodieke karakter van de verbrandingscyclus en de

massakrachten van het, larukdrfifstangmechanisme. Het polaire belastingsdiagram geeft een good beeld, van het dynarriische karakter van de belasting op een hoofd- of drijfstanglager (fig. 2.2). In een dergelijk diagram wordt de baan afgebeeld die het eindpunt van de belastingsvector aflegt in. het (Fx,Fy)-vlak.

asrniddelpunt continu bewegen ten opzichte van het lagermiddelpunt. In figuur 2.4 is de asbaan afgebeeld van een dynamisch belast hoofdlager. De asbaan is hier geplot in de spelingscirkel, de cirkel die aangeeft waar metallisch contact optreedt tussen as en lager.

De rninimale filmdikte is de belangrijkste invloecisgrootheid van de

wrijvingscoefficient en daarmee van de warmteontwilckeling in het lager. Een grote minimale filmdikte zorgt voor een grote oliestroom door het lager, zodat de olie niet te

warm en te dun wordt en de asbaan redelijk centrisch blijft. In extreme gevallen zou therrnische instabiliteit kunnen optreden: de minimale filmdikte is klein, de

snelheidsgradient in de filmspleet is groot, de dissipatie is toot_{en de viscositeit van de} olie daa!t met de toenemende temperatuur. De asbaan worth steeds meer excentrisch tot metallisch contact tussen as en lager optreedt.

Een glijlager zoals boven beschreven bestaat uit de volgende delen: de as, de smeerfilm, de lagerschaal (het mewl) en het lagerhuis.

De as, in ons geval de lcrukas, wordt gemaakt uit nodulair gietijzer of gesmeed staal. De loopvlalcken worden gehard en geslepen. Om de drijfstanglagers vanuit de hoofdlagers van smeerolie te voorzien wordt in de krukas een boring aangebracht, die de smeeroliegroef van het hoofdlager verbindt met die van het drijfstanglager.

De smeerfilm wordt onder invloed van hydrodynamische effecten gevormd door de olie. De smeerolie moet aan een aantal eisen voldoen voor wat betreft viscositeit,

basenconcentratie, verontreiniging en therrnische stabiliteit. De olie wordt via een

smeeroliegroef in het lager toegevoerd. Omdat het onmogelijk is om voor iedere situatie in het lager over optimaal geplaatste smeeroliegroeven te beschiklcen, moeten de hier

besproken lagers worden beschouwd als schraal gesmeerde lagers.

Lagerschalen in middelsnelle dieselmotoren worden meestal uitgevoerd als multilayer metaal. Dit betekent, dat het metaal is opgebouwd uit een aantal lagen, die alle een specifieke functie te vervullen hebben. Ms voorbeeld wordt hier een lood-bronzen lagermetaal beschreven.

De opbouw van dit lagermetaal is als volgt:

-Een lood-tinlaag van 1-2 pm dik die dient ter best herrning tijdens opslag; -Een witmetaallaag van 10-50 pm dik, een zachte laag met een goed

inbed- conformabiliteitsvermogen. Het zachte materiaal ge,eft een minimum aan asslijtage en beschermt het loodbrons tegen corrosie door gedegradeerde smeerolie;

-Een nikkellaag van + 5 pm dik die diffusie van tin naar de loodbronslaag tegengaat en tegen corrosie beschermt;

-Een loodbronslaag van 0,5-1 mm dik met zeer goede vermoeiingseigenschappen;

-Een stalen onderlaag die de andere lagen ondersteunt en een hoge thermische stabiliteit geeft.

Het lagerhuis bestaat meestal uit een op maat geslepen uitsparing in het motorframe en een daarop passende lagerkap. Deze constructie moet voldoende stijf zijn om de belasting van het lager op te nemen. De lagermetalen worden bij de fabricage jets ovaal gemaakt. Door de voorspanning van de bouten waarmee de lagerkap aan het motorframe wordt gemonteerd verkrijgen de metalen hun ronde vorm. De lagerkapbouten nemen in her geval van een zogenaamde ondergehangen krukas ook de drijfstang- en onbalanskrachten van de draaiende motor op.

2.2 Het rekenmodel voor het dynamisch belaste Elijlager

In deze paragraaf wordt het rekenmodel voor dynamisch belaste glijlagers besproken. Voor meer gedetailleerde informatie wordt verwezen naar Appendix A en [Broekhaus, 92].

De kern van het rekenmodel voor de glijlagers bestaat uit een vijftal

programmamodules, geschreven in de taal MATLAB, die de volgende berekeningen uitvoeren:

1-Berekening van de lagerbelasting; 2-Berekening van de asbaan;

3-Berekening van de filmdikte en de con- of divergentie van de film;

4-Berekening van de vullingsgraad en de drukvormende lengte van het lager; 5-Berekening van de smeerolie in- en uitstroom van het lager.

Een zesde programma berekent vanuit de smeerolie instroom het dynamische drukverloop in het smeeroliesysteem.

Dit rekenmodel is alleen geschikt voor de berekening van de dynamische smeeroliestroom naar glijlagers met een constante hoeksnelheid. Ook de smeerolietoevoerdruk moet

constant zijn. Het rekenmodel is daarmee geschikt voor de hoofdlagers van de bij dit onderzoek gebruikte proefmotor; naar de berekening van de drijfstanglagers wordt in hoofdstuk 3 een orientatie uitgevoerd.

2.2.1 De lagerbelasting

De lagerbelasting, veroorzaakt door de gaskrachten, de oscillerende en de

onbalanskrachten, worth berekend met de statisch bepaalde methode. Eenvoudigweg komt het er op neer, dat de krachten op de zuiger en het kruk- drijfstangmechanisme van een cilinder worden verondersteld te worden opgenomen door de naastliggende hoofdlagers. De buigstijfheid van krukas en krukkast wordt zodoende niet meegenomen. Figuur 2.2 toont het op deze wijze berekende polaire belastingsdiagram van een hoofdlager uit de

proefinotor. In de grafiek zijn krukhoeken (0k) _{aangegeven, waarbij 0,=0° staat voor het} lbovenste iclode punt aan het eind van de uitlaatslag, (fig. 2.5). Tussen 0 en ±200 graden

krukhoek wordt het lager alleen belast door de triassalcrachten op het

krukdrijfstangmechanisme. lets na 0k=200° begint de compressie in de cilinder, gevolgd door de verbranding. De belastingtop _{het lager worth nu duidelijk gedornineerd door de} giSlcrachten op de zuiger.

2.2.2 De asbaan

Het concept van de hier gevolgde berekeningswifze van Ale asbaan werd door [Booker, 651 voor het eerst gepubliceerd. Deze zogenaamde niobiliteitsmethode maakt gebruik _van mobiliteitsvectoren iwaarmee de asbeweging worth gekoppeld aan een cobrdinatenstelsell dat is verbonden met de belastingsrichting:

AR

k =

2 I(

L

D)

(CI -

-E

De excentriciteit e wordt zo berekend rals funclie van AR, de ,diametrale ,speling, R, de halve diameter van, het lager, de belasting F, de lagerlengte L, de diameter D en de effectieve hoeksnelheid. NI is de dimensieloze effectieve buffersnelheidsvector. Wezenlijk in deze methode is dat de beweging van de as iopgebouwd wordt gedacht tilt een

zogenaamde warrelbeweging ten gevolge van de draafing van de as en een bufferbeweging ten gevoige van de op de as werkende krachten. Bij, de warrelbeweging wilckelt het

asoppervlak zich af op het ioppervlak van het lager, bij de bufferbeweging zakt de as door de in, het lager aanwezige smeerolie volgens een zogenaamde Ibufferbaan (fig. 2.3). De

bufferbeweging is door [Booker, 65]' analytisch bepaald. Buffer- en warrelbeweging vinden, continu en tegelijkertijd plaats.

1[Moes, 831 heeft de mobiliteitsvectorea naar mobiliteitsmatrices ontwilckeld, zodat den goed programmeerbare methode oritstond.,

1(2

--Een aantal opmerkingen ten aanzien van de randvoorwaarden:

-[Moes, 83] geeft vergelijkingen voor het niet-caviterende lager en het caviterende lager. De vloeistofgesmeerde lagers in een dieselmotor moeten worden beschouwd als

caviterende lagers. De mobiliteitsvector wordt nu bepaald uit een combinatie van de Ocvirk-oplossing voor een oneindig smal lager en de Sommerfeld-oplossing voor een oneindig breed lager. Deze methode is juist omdat voor die lagers waar de Ocvirk-oplossing voor geldt, de Sommerfeld-Ocvirk-oplossing een fout vertoont van 50%, maar de Ocvirk-oplossing sterk overheerst. Vice-versa geldt hetzelfde. In de drukvormende zone wordt de ruimte tussen as en lager gedacht gehe,e1 gevuld te zijn met olie. Deze aanname staat bekend als het it-film model.

-De olie is isovisceus en incompressibel.

-As en lager zijn juist uitgelijnd, rend en onvervormbaar.

-Er zitten geen smeeroliegroeven in het lager. In de proefmotor zitten de smeeroliegroeven onderin het hoofdlager, het zwaarst belaste gedeelte. Daarom wordt gerekend met de halve lagerlengte bij gehalveerde belasting.

De asbaan van het hoofdlager uit de proefmotor is afgebeeld in figuur 2.4. Vanuit het polaire belastingsdiagram is de asbaan te verklaren. Aanvankelijk (0k=00-2000) bevindt de as zich in een cirkelvormige baan onder invloed van de massalcrachten van het

krukdrijfstangmechanisme (bufferen) en de warrelbeweging. Tijdens de compressie en de verbranding (0k=360°) gaat de bufferbeweging overheersen en wordt de as naar beneden geduwd. Als de gaskrachten wegvallen herneemt de as zijn cirkelvormige baan.

'

2.23 Filmdikte en con- of divergentie van de film

91, ).k)jj1,

er-'

Uit de asbaan volgt direct de filmdikte in het lager als functie van plaats en tijd:

h(4)) =AR+ ecoscb +R- (R2 -e2sin24))1

(2 .2 )

c van de minimale filmdikte. e is de excentriciteit van de as.

De con- of divergentie van de film als functie van plaats en tijd is de totale afgeleide van de hierboven bepaalde filmdikte:

Dh D t

-an

ah

aek

at

(2.3)

In de plot van de filmdikte (fig. 2.6) is de asbaan goed it herkennen. De plaats op de omtrek van het lager wordt aangegeven met de hoek a (fig. 2.5). Met de zuiger in het bovenste dode punt (Cok i)°) bevindt de as zich bovenin het lager, onderin (a=180°) vinden we dus de grootste filmdikte. Middenboven in de plot (0k=200°-500°) zien we een

karakteristieke "V" als de as onder invloed van de gaskrachten onderin het lager been en weer beweegt. De berekende con- of divergentie van de film is afgebeeld in figuur 2.7.

2.2.4 Vullingsgraad en drukvormende lengte

Het rekenprogramma maakt gebruik van het model van de Universiteit Twente voor een eendimensionaal, schraal gesmeerd, caviterend, smal lager met een parabolische

drukverdeling in axiale hefting.

Zoals eerder aangegeven, zijn de hoofd- en drijfstanglagers van dieselmotoren caviterende lagers. Cavitatie heeft het voorkomen van streamers, oliestrepen tussen as en lager, tot gevolg. Deze ontstaan als de smeerolietoevoer te klein is om ten groter wordend volume tussen as en lager te vullen. De vrijgekomen ruimte wordt gevuld met gas.

In het rekenmodel worden deze streamers in axiale richting samengepakt. In het lager kunnen zo drie verschillende situaties optreden (fig. 2.8):

-Een gebied met olie en drukopbouw:

-Een gebied met olie, maar zonder drukopbouw; IL -LA

1-1"-tim katALL `)-1A

-Een gebied zonder olie.

IVO) v..

In de proefmotor zijn alle lagers "smalle" lagers, dus de Ocvirk oplossing is geldig voor het oplossen van de Reynoldsvergelijking. De tangentiele drukgradient is te verwaarlozen ten opzichte van de axiale. As en lager zijn juist uitgelijnd, dus er is geen variatie van filmdikte in axiale richting. De Reynoldsvergelijking vere,envoudigt dan tot:

, D12,

ah

_{ah a h3 op} -1211 TDE'

a h3 ap

_{_ 12}

( 6)2 aa

_at

ay ay ay _ay

Hierin is p de viscositeit, co, de hoeksnelheid van de (cruk-) as, a de coOrdinaat in omtreksrichting van het lager en y de axiale coordinaat. p is de druk in de smeerfilm.

Het drulcverloop wordt gedacht parabolisch te zijn in axiale richting. Integratie van de Reynoldsvergelijking is hiermee mogelijk, zodat het drukverloop kan worden uitgedrukt in een kwadratische functie. En van de parameters is de axiaal gemiddelde druk. Het hiermee ontstane eendimensionale lagermodel maakt discretisatie rond het lager mogelijk.

Per discreet element kan de vulLingsgraad (v) worden opgelost uit de continuIteitsvergelijking:

Linos

D (v

h -ebs-toi

Dt

Os is de instroom van het lager en cl), de uitstroom. x is de relatieve breedte van de smeeroliegroef. Instroom is alleen mogelijk bij aanwezigheid van een smeeroliegroef (g=1); uitstroom treedt alleen op wanneer de drukvormende lengte (X) gelijk 'is

Inn de

lagerlengte. De drukvormende lengte worth berekend uit de vullingsgraad van het lager. De vergelijkingen zijn nader uitgewerkt in Appendix A.

Figuur 2.9 toont de vullingsgraad van het hoofdlager van proefmotor. Ook in deze plot is de asbaan weer goed te herkennen, evenals de plaats van de smeeroliegroef. Zo is aan het begin van de cyclus bovenin het lager de vullingsgraad gelijk aan een. Hier is de filmdikte minimaal en de aanwezige olie vult het lager geheel. Op andere plaatsen is de hoeveelheid olie in het lager niet voldoende om de hele spleet te vullen. De plaats van de smeeroliegroef is te herkennen aan een baan met een relatief hoge vullingsgraad. Ook blijkt het lager in weerwil van de aanname van het halfgevulde lager (zie boven) tamelijk leeg te zijn. Om redenen van convergentie is desondanks besloten de bier _beschreven

(2.4)

( 2 . 5

methode aan te houden v.00r de berekeningen.. De plot van de dragende lengte (fig. 210) toont overwegend hetzelfde beeld als de vullingsgraad. Hier weer een schuin Pnaar beneden lopende band met ten grow dragende lengte, op de plaatsen in het lager waar de filmdikte klein is. De aanwezigheid van de smeeroliegroef heeft een ,grote invloed op de dragende lengte,

2.25 In- 'en uitstrocitii van het lager

De Reynoldsvergelijking levert het ,drulcverloop rn axiale richting. Omdat in deie richting geen sleepstroming optreedt, is de stroming een ztiivere Coueuterstroming:

h3

0=-121s

R ace I

ay Y

y is hier gelijk aan KL/2. (rand van de smeeroliegroef, instroom) of L/2 (rand van bet lager, uitstroom).

In figuur 2.H is de instroom per discreet element in het lager afgebeeld. Vergelijk met de asbaan (fig. 2.4) toont de grote invloed van de filmdilcte op de smeeroliestroom. Op plaatsen met een vote filmdikte is de instrooth groot,, een ldeine filmdilcte geeft een Ideine inStroom. In ,figuur 2.12 is de idynamische instroom van het lager afgebeeld. Goal te nen, is dat de as rond het moment van de verbranding (0k=360°) olie terugponipt.

2.3 Het circuitmodet

Een laatste programmadeel berekent tenslotte het dynamische drukverloop inhet smeeroliecircuit. In het geval van simulaties aan de proefmotor wordt eerst de

nsmeerofiestroom naar de hoofdlagers berekend met bovenstaande methode. Dit ,signaal .wordt ingevoerd in he circuitmodeL

Kern van dit programma is de vergelijking van Bernoulli, gecorrigeerd voor visceuze, turbulente en massatraagheidseffecten.. Voor een instationaire stroming tussen de punten 1

( 2 .

-8-2

en 2 op een stroornlijn luidt deze vergelijking als volgt:

P1 P ghi + I" 1112 p2 P gh2 + p v22 + APvlsceus APCurbulenc APcznagheld

Later zal blijken dat de massatraagheidseffecten verreweg de grootste invloed hebben op het berekende dynarnische druksignaal. Deze effecten worden hier in rekening gebracht door het volume vloeistof in een leiding als een starre kolom te beschouwen. De massa in de leiding versnelt en vertraagt als een geheel instantaan snelheidsvariaties in de

smeeroliestroom naar de lagers.

2.4 Samenvatting

De bier besproken lagers zijn de dynamisch belaste glijlagers in het

Icrukdrijfstangmechanisme van een dieselmotor. De belasting verandert voortdurend van grootte en richting. De lagers warden met olie gesmeerd en als gevolg van

hydrodynamische effecten treedt een drukverhoging op in de filmspleet die metallisch contact tussen as en lager opheft. De lagers bestaan onder andere uit de lagermetalen die zijn opgebouwd uit verschillende lagen die able een andere functie te vervullen hebben. Het lagermetaal is uitgevoerd met een groef om de smeerolie aan het lager toe te voeren.

Het rekenmodel, aanwezig op het Koninklijk Instituut voor de Marine, berekent de dynamische smeeroliestroom naar het lager. Hiertoe worth de belasting op her lager uitgerekend, de asbaan en de filmdikte. Een volgende berekening bepaalt de vullingsgraad en de dragende lengte van het lager, waaruit de smeerolie instroom wordt berekend.

De simulaties aan de lagers van de proefmotor worden met het beschreven model uitgevoerd. De smeerolie instroomsignalen van de zes hoofdlagers worden berekend, gesommeerd en ingevoerd in het circuitmodel. Dit programma berekent met de vergelijking van Bernoulli, gecorrigeerd voor visceuze, turbulenteen

3. HET REKENMODEL VOOR HET GROTE DRIJFSTANGLAGER

Het rekenmodel, zoals in hoofdstuk twee besproken, is geschikt voor de berekening van de smeerolie in- en uitstroom van de dynamisch belaste glijlagers zoals die warden toegepast als hoofdlagers van dieselmotoren. In een aantal opzichten verschilt het grote

drijfstanglager van een hoofdlager. Het drijfstanglager roteert periodiek ten opzichte van het machineframe, de belasting is anders in grootte en richting en de toevoerdruk van de smeerolie in de smeerolietoevoergroef kan niet constant worden verondersteld. De toevoerdruk van de olie varieert door het periodiek aansluiten van de

smeerolietoevoerboring in de Icrukas op de smeeroliegroeven in het hoofdlager en het drijfstanglager.

Dit hoofdstuk beschrijft een orlentatie die is gedaan op de berekening van de smeerolie instroom van het grote drijfstanglager.

3.1 Het grote driifstanglager

Het grote clrijfstangIager van een dieselmotor verbindt de drijfstang met de krukas. De beweging van het drijfstanglager ten opzichte van de Icruktap bestaat nit twee

componenten; een rotatie met constante hoeksnelheid en een daarop gesuperponeerde pendelbeweging.

Het drijfstanglager wordt van olie voorzien door een boring in de lcrukas die de smeeroliegroef van het hoofdlager verbindt met de smeeroliegroef van het drijfstanglager. In de meeste motoren lopen de smeeroliegroeven in de hoofd- en drijfstanglagers niet geheel rondom. Hierdoor shift de boring periodiek aan op de smeeroliegroeven, zodat de toevoerdruk van de smeerolie in de smeeroliegroef van het drijfstanglager niet over een omwenteling constant is, zoals dat het geval is in de smeeroliegroef van het hoofdlager.

Net als hoofdlagers (§ 2.1) worden de lagerschalen van de grote drijfstanglagers uitgevoerd als multi-layer metaal. In de proefmotor zijn het loodbronzen lagerschalen.

3.2 De belasting en de asbaart van het grote drilfstanglager

In de hileiding werd al aangegeven op, Welke punten het. drijfstanglager verschilt van een hoofdlager:

1-De belasting;

2-De pendelbeweging van het lager; 3-De periodieke voeding, met smeerolie.

De punten 1 en 2 worden in deze paragraaf besproken. Punt 3 heeft alleen invloed op de smeeroliestrootn naar het lager; de asbaan wordt hunters berekend met een aangenomen vullingsgraad van het lager (§ 2.2.2).

3.2.1 De lbelasting van, het drijfstanglager

Drie, bestanddelen zijn te ,onderscheiden in de belasting van bet drijfstanglager;

gaskrachten, oscillerende krachten en roterende. of onbalanslcrachten. De belasting door de gaslcrachten en de oScillerende Icrachten is dezelfde als die van het .hoofdlager. De

drijfstang roteert en oscilleert, de massa van de drijfstang wordt daarotti in rekening gebracht met een roterend en een oscillerend gedeelte..

De roterende lcrachten worden veroorzaakt door de roterende massa van de. drijfstang. In vergelijking met her hoofdlager zien we dus dat de massakrachten vah de Icrukwang en van de krulcpen wegvallen. Krachtenevenwicht van de lcrukas leert bovendien dat de Icracht op de Icrukpen,, dus de belasting op het drijfstanglager, tegengesteld van richting is aan die op de Icrukas. In appendix B is de berekening _{van de belasting op het} drijfstanglager nader uitgewerkt.

In figuur 31 is een polair lbelastingsdiagram afgebeeld van ten drijfstanglager van, de, proefmotor. De belasting is ihier weergegeven in een assenstelsel dat vastzit aan de (roterende) drijfstang, de ingetekende krukhoeken geven de stand van de Icrukas aan (fig.

3.2). Tussen 00 en 180° krulchoek z:ijn het de massalcrachten die overheersen, waarbif de ovate vorm conderin het polaire diagram worth veroorzaakt door de periodieke oscillerende krachten in icombinatie met de iconstante, roterende onbalanskrachten. Vervolgens krijgen de gaskrachten de overhand. 540° na BDP vallen deze weg en wordt de vorm van het diagram weer bepaald door de massala-achten.

[Booker, 65] geeft een polair belastingsdiagram van het grote drijfstanglager (fig., 3.3). Het betreft.echter in idit geval een krukdrijfstangmechanisme waarvan de

massakrachten in verhouding tot de gaskrachten veel groter zijn. Door in de

programmatuur de roterende en de oscillerende massa van de ,drijfstang te vergroten vinden we een dergelijk diagram terug (fig. 3.4).

12.2 De asbaan

De beweging van de krukpen ten opzichte van het lager bestaat uit een zuivere rotatie met aarop gesuperponeerd de pendelbeweging. De pendelbeweging doet periodiek de

rotatiesnelheid van de as ten opzichte van het lager toe- en afnemen. Noes, 83] geeft de gecliscretiseerde mobiliteitsvergelijking:'

Ih1,114

Al212t

hi -M2litos84)" -sinegOid xi}

y1.1 k R I pLD

_{K11sin8tici cos84c4 yi}

Dc eeitte term rechts representeert het buffereffect, de tweede term de asverplaatsing Ms gevolg van de warrelbeweging van de as. Deze formule, is ,niet anders dan die voor het lager met een constante hoeksnelheid (Appendix A). Het warrelhoekincrement _{SC, is voor}

het drijfstanglager .niet constant en wordt per tijdstap berekend als functie van de krulchoek en de krukdrijfstangverhouding: i ,84 ... eon wz 2 coseki 1 11 (L. ) 2sin3/431,., 1

Hierin is ride lcruklengte en _{de drijfstanglengte. In figuur 3.5 is de asbaan van het}

43 1 )1

drijfstanglager afgebeeld in het aan de drijfstang gekoppelde assenstelsel (fig. 3.2). Het lager heeft de geometrie van de drijfstanglagers in de proefmotor.

Onmiddelijk valt op, dat de as (de lcruktap) bij dit lager gedurende de hele verbrandingscyclus veel meer centrisch ligt dan in het hoofdlager (fig. 2.3). De belasting van het drijfstanglager door de gaskrachten is groter dan die op een hoofdlager doordat een hoofdlager slechts wordt belast door de helft van de gaskrachten van de naastliggende cilinders. Deze gaskrachten treden niet tegelijkertijd op. De minder excentrische asbaan van het drijfstanglager wordt kennelijk veroorzaakt door de grotere lagerlengte en de kieinere onbalanskrachten. Vergelijk met het belastingsdiagram (fig. 3.1) laat zien dat de as zich onder invloed van de compressie en de verbranding in de cilinder direct naar buiten verplaatst (3600 na BDP). Aan het begin van de uitlaatslag (5400) hemeemt de as zijn cirkelvormige baan.

De door [Booker, 65] berekende (en gemeten!) asbaan (fig. 3.6 en 3.7) is weer terug te vinden door de roterende en de oscillerende massa's van de drijfstang te

vergroten. De asbaan in figuur 3.8 is in grote lijnen gelijk aan de door Booker berekende asbaan. De verschillen worden waarschijnlijk veroorzaakt door het felt dat het niet

mogelijk is de precieze constructie van de door Booker gebruikte motor te achterhalen.

De belangrijkste parameter in de berekening van de smeerolie instroom is de asbaan. Aanpassing van de programma's aan de pendelbeweging van het drijfstanglager voor berekening van de vullingsgraad, de dragende lengte en de smeerolie in- en uitstroom brengt veel werk met zich met en leidt tot lange rekentijden. Daarom is ook onderzocht in hoeverre de asbaan van het drijfstanglager, berekend met een constante hoeksnelheid (de drijfstang blijft verticaal gedurende de hele arbeidscyclus) verschilt van die, berekend met een variabele hoeksnelheid. In figuur 3.9 is de asbaan van het drijfstanglager met

constante hoeksnelheid afgebeeld in het aan de drijfstang gekoppelde assenstelsel. Figuur 3.10 toont dezelfde asbaan, nu in een assenstelsel gekoppeld aan het machineframe. Voor

/de

_{duidelijkheid is in figuur 3.11 nogmaals de asbaan van bet drijfstanglager met}

meegenomen pendelbeweging voor dezelfde parameters (smeerolietemperatuur etc.) afgebeeld. Beide asbanen komen goed overeen. In figuur 3.12 zijn beide asbanen in den

0-4

16 QS°J\f- ) v_C)N\SL5d°i' A

01"

61/4 uu' Glj2 ,

°lir)

PI

( Cq"

/u;tA-"k-figuur afgebeeld. Nogmaals blijkt hier de sterke overeenkomst. De contourplot van het verschil in filmdikte tussen beide asbanen (fig. 3.13) toont een maximale afwijking van 3 pm. Dit verschil treedt onder andere op het moment van compressie en verbranding op. De relatieve excentriciteit op dat moment is 0,6. Met een radiale lagerspeling van 36,5 pm leidt dit tot een maximale afwijIcing van 13%, echter zeer plaatselijk.

Het verschil tussen beide berekeningsmethoden is gering. Daarom is besloten de berekening voort te zetten met de aanname dat de drijfstang zich gedurende de gehele arbeidscyclus in een verticale stand bevindt. De gebruikte programrnatuur voor de berekening van de belasting en de asbaan van het drijfstanglager is identiek aan die beschreven in hoofdstuk 2.

3.3 De smeerolietoevoer van het driifstanglager

Een gebruikelijke manier om drijfstanglagers van olie te voorzien is via een boring in de krukas. Deze boring verbindt de smeeroliegroef van het hoofdlager met die van het drijfstanglager. De smeeroliegroeven lopen niet geheel rondom het lager, dat zou nadelig zijn vooral in de zwaarst belaste zone want de lagerlengte wordt op die manier

gereduceerd.

Het valt te verwachten dat voor de smeeroliestroom naar het drijfstanglager de volgende stromingen van belang zijn:

1-Stroming vanuit de smeeroliegroef van het hoofdlager naar de Icrukasboring; de stromingsweerstand in deze situatie is laag.

2-Strorning vanuit het hoofdlager naar de boring; de stromingsweerstand in dew situatie is laag; de hoeveelheid beschikbare olie in de filmspleet van een glijlager is echter

minimaal. De invloed van deze stroming op de smeeroliestroom naar het drijfstanglager kan worden verwaarloosd.

3-Stroming vanuit de boring naar de smeeroliegroef van het drijfstanglager; de stromingsweerstand is klein.

4-Strorning vanuit de boring direct naar het drijfstanglager. Vergelijk, om de weerstand van dew overgang te bepalen, deze situatie met een schuifklep. Voor een dergelijke weerstand zijn empirische uitdruldcingen beschikbaar [Simson, 76], fig. 3.14. De verliescoefficient voor een dergelijke klep wordy gegeven als:

C=0 ,31(1)-n12 (3.3)

waarin:

met h de filmdikte en H de diameter van de boring. In dit geval resulteert deze formule in =5650. In de meest gunstige situatie zal de druk in de boring gelijk zijn aan 3,8 bar, de toevoerdruk van het hoofdlager, en de druk in het drijfstanglager gelijk aan de

omgevingsdruk. De volumestroom is dan 6,55e6 m3s. Dit getal ligt in de orde van grootte van de smeerolieconsumptie van een hoofdlager dat wordt gevoed met olie van een lage temperatuur Echter, de situatie waarbij de druk in het lager gelijk is aan de omgevingsdruk zal relatief weinig optreden, dit zal alleen voorkomen als de vullingsgraad gelijk is aan nu!. De drukval over de overgang boring-drijfstanglager zal in het algemeen veel kleiner zijn. Daarom kan ook de invloed van deze stroming op de totale strorning worden verwaarloosd.

atm van worden uitgegaan dat als de boring niet aansluit op een smeeroliegroef er geen olie kan stromen. De boring in de lcrukas moet op beide smeeroliegroeven aansluiten, wil er een smeeroliestroom met een noemenswaardige grootte optreden.

Om deze redenen gaan we ervan uit dat in de smeeroliegroef van het drijfstanglager alleen een toevoerdruk groter dan de omgevingsdruk bestaat, als de Icrukasboring aansluit op de smeeroliegroef van towel het hoofdlager als het

drijfstanglager. In het geval van niet geheel rondlopende smeeroliegroeven resulteert dit in een blokvormig toevoerdrukprofiel.

Door de rotatie van de krukas ondergaat de olie in het gedeelte van de krukasboring tussen (-15°C.).

(76-1-4.4:n", tibt,UsAAAK

etta

bi,-)

fA, r 0-v-)- CO

rc,L

ort

oLni,

esie

'ad+

0

het oppervlak van de Icrukashals en de draaiingsas een drulcverlaging als gevolg van centrifugale krachten (fig. 3.15).. In het gedeelte. van de boring tussen de draaiingsas van de krulcas en ha oppervlak van de kruktap ondergaat de olie eat drulcverhoging. Netto is de statische toevoerdruk van ha drijfstanglager lets hoger dan die van bet hoofdlager. De

berekening is vermeld in Appendix R.

Inspectie van de rtekeningen van de proefmotor bracht een verbazingwekkend feit aan het licht De plaatsing van de smeeroliegroeven in de hoofd- en, drijfstanglagers is zodattig, dat op geen enkel moment tijdens een iomwenteling de krukasboring in. vet:binding staat met beide smeeroliegroeven. Het drijfstanglager ontvangt dus via deze weg ten te

verwaarlozen hoeveelheid olie. De drijfstang en de krukas zijn in verschillende standen .afgebeeld in figuur 3.16. In :de figuur is aan de ingetekende smeeroliegroeven en

krukasboring te zien dat deze op geen enket moment op elkaar aansluiten. Kennelijk zijn stetsmering en de smering door de zeer kleine hoeveelheid, olie die door elastische effecten in de vloeistof vanuit :de boring toch in bet lager terechtkomt voldoendes Dit is aannemelijk door het lage specifieke vermogen. van :de proefmotor en de resulterende geringe lagerbelasting. [Moes, 90] zegt over smering met vloeistof: "voile filnameting ii.f

hardneklciger dan denkt".

Voor validatie van. het lager- en eircuitmodel zijn we dus aangwezen op simulaties van een motor zonder smeeroliestroom naar de drijfstanglagers.. Om toch enig inzichtte verkrijgen in bet ,gedrag van de drijfstanglagers is gezocht naar een plaatsing van de

smeeroliegroeven,. zodanig dat voeding met olie wet optreedt. Voor de, simulaties, is_een .configuratie van smeeroliegroeven en lcrukasboring genomen die zo dicht mogelijk staat bij de originele :situatie in de proefmotor. Ha is gebleken dat, door de smeeroliegroef _van het hoofdlager naar boven (man tc=2433°' naar 77°), te verplaatsen, de drijfstanglagers van olie worden voorzien. De plaatsing van de krukasboring _{en de smeeroliegroef in bet}

idrijfstanglager blijft gelijk. Een bijkomend voordeel zou zijn dat de smeeroliegroef van her hoofdlager nu niet in de hoogst belaste zone ligt. Ha voedingssignaal voor deze situatie is in figuur 117 afgebeeld.

S4 De berekenina van de smeerolie instroom van het driifitanglager

Voor de hierboven beschreven '"gemodificeerde" proefmotor is de smeerolie instroom van het drijfstanglager berekend. Aan de hand van de berekende asbaan (fig..3.9) worden de

feSultaten verldaard.

In de plots van de vullingsgraad en de dragende lengte (fig. 3.18 en 3.19) is de asbaan

goal te herkennen. De as bevindt zich relatief lang bovenin het lager. Ook treedt daar de kleinste filmdilcte op. Alleen daar is het lager geheel gevuld met olie De tweede math tijdens de verbrandingscyclus dat er voeding mogelijk is vanuit de lcrukasboring stijgt ook de vullingsgraad (0k=450°-550°). Vanuit de plots van de asbaan en de vullingsgraad laat de plot van de smeerolie instroom (fig. 3.9, 3.18 en 3.20) zich goal verklaren. We zien

'hier twee tijdsintervallen waar instroom in het lager optreedt, dit zijn de momenten waarop doorstroom van olie via de smeeroliegroef van het hoofdlager en de krukasboring naar de smeeroliegroef van het ciiijiStanglager mogelijk is. Het eerste "iinstroomblok" heeft een karakteristieke vorm: de as beweegt z:ich van onderin bet lager naar rechts midden

i(a=90°.-1800) en de vullingsgraad. van het lager rechts onderin neemt in de tijd af. Zodoende kan

de smeeroliegroef steeds malckelijker zijn olie kwijt en de smeerolie instroom neemt toe in de tijd. Het tweede instroomblok geeft het tegenovergestelde beeld te zien. De as bevindt (lich ,aanvankelijk linksboven in het lager dus de filmdikte is maximaal ter plaatste van de

smeeroliegroef: In combinatie met een lage vullingsgraad, geeft dit aanvankelijk een grote smeerolie instroom, die afneemt met een menemende Vullingsgraad. In omtreksrichting,van het lager neemt voor beide blokken de instroom ial Dit wordt veroorzaalct door de

overwegend hoge vullingsgraad rechtsonder in het lager. De grafiek van de totale instroom (fig.3.21) _{toont de twee instoomblokIcen, ialsmede het optreden van terugstroming vanuit}

het lager als gevolg van de perswerking van de zich naar beneden bewegende as. Deze terugstroming komt voor op momenten dat de .smeeroliegroef van het lager niet is

aangesloten op de krukasboring, em is in verhouding tot de optredende instroomzo groot dat dit effect niet verwaarloosd mag worden. De druk in de smeeroliegroef zal

momenten waarop de boring niet aansluit .dermate varieren dat de aanname van een

constante druk in de groef niet gerechtvaardigd is.

Een mogelijkheid om dit te modelleren is door als extra randvoorwaarde in de berekening van de vullingsgraad te eisen dat de som van de momentane instroom van de elementen die grenzen aan de smeeroliegroef nut is. Impliciet wordt dan incompressibiliteit van de olie verondersteld. Deze randvoorwaarde vereist een extra iteratielus in het programma dat de vullingsgraad berekent. Bovendien zullen er waarschijnlijk convergentieproblemen ontstaan.

Dit probleem is pas in een laat stadium van het onderzoek ontdekt. Wegens tijdgebrek en omdat het instroomsignaal van drijfstanglagers niet

_{van being is in het}

geval van onze proefmotor (§ 3.2), is besloten deze verbetering niet uit te voeren en het uitgevoerde werk als een &tentacle te beschouwen.

3.5 Samenvatting

Een orientatie is uitgevoerd naar het dynamische gedrag van grote drijfstanglagers. Deze lagers verschillen op drie punten van hoofdlagers. Ten eerste is de belasting anders in grootte en richting. Ten tweede kan de toevoerdruk van de smeerolie in de smeeroliegroef niet constant worden verondersteld door het periodieke aansluiten van de toevoerboring in de lcrukas op de smeeroliegroeven in hoofd- en drijfstanglager. Ten slotte is de

hoeksnelheid van de Icniktap in het drijfstanglager als gevolg van de pendelbeweging van de drijfstang niet constant.

Het rekenprogramma is aangepast om de belasting op en de asbaan van het drijfstanglager te berekenen. De resultaten zijn goed verklaarbaar en tonen grote

overeenkomsten met resultaten in de literatuur. Meenemen van de pendelbeweging in de berekening van de vullingsgraad, de dragende lengte en de smeerolie instroom brengt veel werk met zich mee en leidt vermoedelijk tot lange rekentijden. Daarom is onderzocht in hoeverre de pendelbeweging de asbaan beinvloedt. Deze invloed bleek gering en de berekeningen zijn voortgezet met verwaarlozing van de pendelbeweging.

De berekening van de smeerolie instroom stuit op het probleem dat de toevoerciruk van de *lie in de smeeroliegroef niet constant kan worden verondersteld op tijdstippen waarop de toevoerboring in de krukas niet aansluit op de smeeroliegroeven in het hoofd-en drijfstanglager. Ehoofd-en mogelijke oplossingsmethode is aangegevhoofd-en maar om ehoofd-en aantal redenen niet uitgevoerd.

De berekeningen die desondanks zijn uitgevoerd aan de smeerolie instroom van het grote drijfstanglager kunnen als orientatie worden beschouwd.

4. METINGEN AAN HET SMEEROLIECIRCUIT

Om inforrnatie te verkrijgen over de verschijnselen die zich afspelen in de lagers en het smeeroliecircuit van een dieselmotor is een serie temperatuurmetingen, flowmetingen en dynamische drukmetingen uitgevoerd. De metingen zijn verricht aan het smeeroliecircuit van een viertakt diesehnotor. Het smeeroliecircuit van de motor is daartoe gemodificeerd en uitgerust met de nodige meetapparatuur.

In dit hoofdstuk worden de proefmotor en de meetopstelling beschreven en wordt toegelicht welke metingen zijn gedaan. De resultaten worden gepresenteerd en besproken.

4.1 De proefmotor en de meetopstelling

De metingen zijn gedaan aan een Kromhout 5 cilinder lijnmotor. Enige relevante technische gegevens van deze motor zijn vermeld in Appendix C.

Het oorspronkelijke smeeroliecircuit van de proefmotor is uitgerust met een door de motor aangedreven tandwielpomp die via een drulcregelklep, een koeler en een filter de olie aanbiedt aan het smeeroliesysteem (fig. 4.1). Na de drulcregelklep splitst de leiding zich in een tak naar de nokkenaslagers en het klepmechanisme, e,en tak naar het lager van de distributiekettingspanner en eta talc naar de hoofdlagers. De invloed van drukregelldep, nokkenaslagers en kettingspannerlager op het dynamische druksignaal bleek bij eerdere metingen dermate storend, dat gezocht moest worden naar een mogelijkheid deze invloe,den te elimineren. Het vermoeden bestond al dat het smeeroliefilter als demper werkt voor dynamische druksignalen. Dit vermoeden is later experimented bevestigd. Om deze reden zijn de aansluitingen van de nokkenaslagers en het kettingspannerlager

verplaatst naar een punt v15(5r de koeler. De door de motor aangedreven smeeroliepomp is vervangen door een electrische pomp om de regelbaarheid van volumestroom en

toevoerclruk te vergroten. Het gemodificeerde smeeroliecircuit is afgebeeld in figuur 4.2.

In het smeeroliecircuit is een tweetal drukopnemers aangebracht die zowel de statische als de dynamische component van het druksignaal meten. De eerste drukopnemer is geplaatst in de leiding tussen de koeler en het filter (punt 4 in figuur 4.2), de tweede tussen het

filter en de hoofdlagers. (punt 5 in figuur 4.2). Een thermokoppel meet de getniddelde smeerolietemperatuur tussen de koeler en het filter. Na de eerste serie metingen zijn thennokoppels aangebracht op de hoofdlagers. De hoofdlagers 2 en 3 zijn uitgerust met een thermokoppel in de smeeroliegroef en een thermokoppel tegen de rug van de

lagerschaal. Alle lagers ziln uitgerust met een thermokopper dat de massatemperatuur meet Van de lagerkap. Ben volumestroommeter neemt de gemiddelde volumestroom smeerolie liar de hoofdlagers op (punt 3 in figuur 4.2). De specificaties van de drukopnemers en de: volumestroornrneter zijn opgenomen in Appendix C.

Een dynamisch druksignaal wordt gedacht te zijn opgebouwd uitten statische (gemiddelde) en een dynatnische component, op punt 5 (fig. 4.2) in het smeeroliecircuit wordt dan het volgende signal gemeten:

P5=P5. dyn+ PS , a tat

4.1J.

ps is het totale signaal, 1:05.dri de dynamische component van bet druksignaal en

Na de

statische component.

De dYnamische component van bet dniksignaal wordt fileteen FFItanalyser bepaald door het totale druksignaal van 100 verbrandingscych op te.nemen. De analyser Ibepaalt uit deze.signaleh de gemiddelde waarde en middelt uit .zodat ruis wordt

onderdrulct. Tot slot wordt per discreet punt de gemiddelde waarde van het totale signaal afgetroklcen. Het resultaat is dus de dynamische component van het druksignaal. Het begintijdstip van het signal is het BDP _{van cilinder 2 aan het eind van de uitlaatslag, het} eindtijdstip hetzelfde punt maar twee omwentelingen verder.

Om de statische of getniddelde waarde van het drulcsignaal _{op te nernen zAjn} voltmeters aangesloten op de meetversterkers van de drukopnemers.

42 Metin gen

De uitgevoerde metingen vallen uiteen in twee series. Tijdens de eerste serie is gemeten an een gezonde motor. De speling van alle hoofdlagers, was gelijk aan 55 pm (AR), iclus binnen de aflceurmaat van 75 pm. Na deze serie is de motor opengemaakt en zijn de thermokoppels aangebracht. Een referentiemeting is uitgevoerd aan de gezonde motor,

Waarna de speling van boofdlager 3 is vergroot tot 75 pm.,

Bij de eerste .serie metingen, aan de gezonde motor,, ging de aandacht tilt naar de .velgende

punten::

LReproduceerbaarheid: Een aantal inleidende metingen heeft ten groot gebrek aan "reproducterbaarheidaan ha licht gebracht. Male naar aanleiding van deze ervaringen is

het smeeroliecircuit van de motor gemoclificeerd.

2-Invloed van de tempera'tuur op het druksignaal _{5,dyn: Onderzocht is welke} veranderingen het signaal pur, ondergaat. als de motor na een koude startnopwannt

3-Onderzoek van het signaat n_{4,dyn: Zoals, al vermeld bestaat het vermoeden dat het} ,smeeroliefilter werkt als demper voor dynarnische druksignalen. Idealiter _zou

betekenen .dat de dynamische component van pt worth veroornakt door _componenten stroomopwaarts van het filter (pomp, regelklep, volumemeter) en puyi, door componenten stroomafwaarts, de hoofdlagers. Een constant te veronderstellen

p geeft ten zeer

eenvoudige randvoorvvaarsie in de Ibeschrijving van het smeeroliecirciiit.

4-Het gedrag van het smeeroliefilter bij verschillende _{bedrijfscondities., Statische} metingen aan drulcval en volumestroom over het filter bij verschillende 'conduits moeten

leiden tot gegevens voor het modelleren van ideze

component-5-De invloed van leidingtrillingert_{op het idynamische druksignaal ps.dy:: Het verband} tussen leidingtrillingen en psis, is onderzocht.

Tijdens de tweede serie metingen, gedaan aan de sgezonde motor (referentiemeting) en aan de motor met een, defect lager, zijn, de volgende_{punten ionderzocht:}

6-Het gedrag van defecte lagers: Am de hand _{van resultaten vanidrukmetingen aan het} ismeeroliecircuit van .de proefmotor met defecte lagers moet een uitspraak worden geciaan, over de mogelijkheid .deze imethode van conditiebewalcing practisch toe te passen.

7-Flowmetingen: [Broekhaus, 92] concludeert op basis van berekeningen met het in hoofdstuk 2 beschreven model voor dynamisch belaste glijlagers dat een lagerdefect rich verraadt door een toename van de gerniddelde smeeroliestroom. Met metingen is getracht dew conclusie te controleren.

8-De temperaturen van de lagerschaal en de oh e in het lager: De temperaturen van de lagerkap, lagerschaal en van de olie in de smeeroliegroef zijn noodzakelijk om

inforrnatie te verschaffen voor het opstellen van een thennisch model voor de lagers. Bovendien zijn dew temperaturen benodigd om een vergelijk te maken tussen meting en berekening.

4.2.1 Reproduceerbaarheid

Besloten is om de reproduceerbaarheid te onderzoeken van het signaal P5,dy, gemeten aan

de motor in warme toestand. De warme toestand van de motor is gedefutieerd als die toestand waarin de smeerolietemperatuur na de koeler (T4) niet meer toeneemt. Tijdens de metingen werd deze toestand na ongeveer 90 minuten draaien bereikt. De eindwaarde van T4 bleek sterk afhankelijk van de temperatuur van het zoute koelwater. 's Winters was de eindwaarde van T4 ongeveer 26 °C, 's zomers 30 °C. Het afgegeven vermogen werd afgeregeld op 20 kW en de statische toevoerdruk _p5 op 3,8 bar. Overige parameters, zoals de zoetkoelwaterstroom, de zoutkoelwaterstroom en hun temperaturen werden met afgeregeld. Deze procedure is vijfmaal gevolgd, op vijf verschillende dagen. Deze metingen zullen in het vervolg worden aangoduid als A, B, C, D en E. Tussen de

metingen C en D is de motor opengemaakt om de thermokoppels aan te brengen. Serie 1 behelst dus de metingen A, B en C, serie 2 de metingen Den E.

Figuur 4.3 toont twee signalen p5,dyn _{van meting A die met een tussenpoos van 10 minuten} bij warme motor zijn opgenomen. De signalen zijn bijna geheel aan elkaar gelijk, alleen na de verbranding in cilinder 3 zijn zeer geringe afwijlcingen te zien.

In de figuren 4.4 en 4.6 zijn de signalen p5,dyn van meting A en C afgebeeld in een figuur met het signaal van meting B. De momenten waarop verbranding optreedt in de

cilinders zijn in de figuur aangegeven. Op de momenten van verbranding in de cilinders 2 en 3 treedt de grootste drukfluctuatie op. Figuur 4.8 toont de signalen D en E. De sterkste drukfluctuaties zien we nu rond de momenten van verbranding in de cilinders 2 en 1.

In de figuren 4.5 en 4.7 zijn de verschilsignalen B-A en B-C afgebeeld. De

afwijkingen zijn met consistent voor wat betreft tijdstip en grootte. Het grootste verschil is 0,5 bar. In figuur 4.9 is het verschilsignaal D-E afgebeeld. Het is minder hoogfrequent dan de verschilsignalen A-B (fig. 4.5) en C-B (fig. 4.7), omdat de signalen D en E minder hoogfrequent zijn dan A, B en C. Ook hier is het grootste verschil 0,5 bar. Het komt voor op de momenten waarop de sterkste transienten voorkomen in de signalen D en E.

Overwegend is dit ook te zien in de verschilsignalen B-A en B-C.

Figuur 4.10 toont de signalen B en D. Tussen deze metingen is de motor opengemaakt en zijn de thermokoppels aangebracht. Signaal D is duidelijk anders van karakter dan signaal B. De sterke transient rond de verbranding in cilinder 3 (B) is verdwenen, cilinder 1 komt sterker naar voren in signaal D.

Deze resultaten maken het noodzakelijk de reproduceerbaarheid op zeer torte termijn, op torte tennijn en op lange termijn apart van eLkaar te bespreken. De reproduceerbaarheid op leer korte termijn is de reproduceerbaarheid die wordt gevonden bij eenzelfde meting; de motor is tussendoor niet afgezet. Als de motor tussen twee metingen is afgezet en voor de tweede meting weer moet opwarmen is er sprake van een korte termijn. De

reproduceerbaarheid op lange termijn wordt gevonden door vergelijk van metingen die zijn uitgevoerd voor en na ingrijpend onderhoud of in een ander jaargetijde

(smeerolietemperatuur).

Reproduceerbaarheid op zeer korte termijn:

Reproduceerbaarheid op korte termijn:

De belangrijkste oorzaak van de mange reproduceerbaarheid op korte terrnijn moet worden gezocht in de onmogelijkheid de smeerolietemperatuur T4 binnen nauwe grenzen (1-0,1 °C) te regelen. T4 is zodoende afhankelijk van de temperatuur van het zoute koelwater

waarmee het zoete koelwater wordt gekoeld. De kraan waarmee het debiet van het zoetkoelwater wordt geregeld laat geen fijne afstelling toe.

De smeerolietemperatuur heeft invloed op twee zaken, die op hun beurt de drulcsignalen beInvloeden:

-De viscositeit van de olie beInvloedt in grote mate de asbaan van de hoofdlagers. De klep- en pompwerldng van het lager is sterk afhankelijk van de viscositeit.

-De temperatuur van de olie beinvloedt de hoeveelheid lucht die samen met de olie in de toevoerleiding terecht komt. De smeerolie stroomt in de motor af over onderdelen en heeft zodoende ruimschoots de gelegenheid om lucht op te nemen. Ook zal het rondspatten van de olie (spatsmering!) de opname van lucht in de hand werken. Een hogere temperatuur van de olie heeft tot gevolg dat de hoeveelheid lucht in de olie, opgelost of in belletjes, afneemt. De oplosbaarheid van lucht in de olie neemt namelijk af met een toenemende temperatuur, bovendien neemt de stijgsnelheid van luchtbelletjes toe met een lagere viscositeit, zodat ze malckelijker kunnen ontwijken aan het

vloeistofoppervlak van de oliepan.

De aanwezigheid van opgeloste lucht in de olie heeft weinig invloed, door

druktransienten echter kan deze lucht vanuit oplossing belletjes vormen. De aanwezigheid van luchtbelletjes hide olie heeft tot gevolg dat de geluidssnelheid in de olie aanzienlijk daalt (§ 5.2.1, fig. 5.5). De geluidssnelheid is een belangrijke parameter in een

instationaire stroming, zoals die optreedt in de smeerolietoevoer van de motor. Het is niet mogelijk de hoeveelheid lucht in de smeerolie te controleren.

Er is een zekere mate van reproduceerbaarheid op korte termijn. Defecten die ontstaan binnen deze korte termijn (er mag niet aan de motor zijn gesleuteld en de

smeerolietemperaturen moeten tot op ongeveer 1 graad Celsius overeenkomen) moeten een afwijking geven van tenminste 0,5 bar ten opzichte van het signaal dat is opgenomen bij

f

Pt

warrne motor.

Reproduceerbaarheid op hinge termijn:

Voor het gebrek aan reproduceerbaarheid op lange termijn zijn drie oorzaken aan te wijzen:

-De eerste serie metingen is uitgevoerd in de winter, de tweede in de zomer. Zodoende lag de temperatuur van het zoute koelwater bij de tweede serie + 5 °C hoger dan bij de eerste serie. Dit had tot gevolg dat T4, de temperatuur van de smeerolie na de koeler (T4) bij warme motor ongeveer 4 °C hoger lag dan bij de eerste serie. Zodoende gelden dezelfde opmerkingen als boven over de invloed van de smeerolietemperatuur.

-Door het losnemen en weer monteren van de hoofdlagerkappen kunnen, door de eindige bewerkingsnauwkeurigheid van deze onderdelen, andere uitlijnfouten zijn geintroduceerd. Ook kan het aanhaalmoment van de hoofdlagerkappen zijn veranderd, zodat de

onrondheid van de lagers anders is. Dit soort geringe afwijkingen lawmen grote invloed hebben op het gedrag van de lagers, dat immers sterk afhankelijk is van de zeer kleine filmspleet.

-Door een ongeluk heeft de proefmotor direct na de revisie ongeveer 1 rninuut gedraaid met een uitgeschakelde smeeroliepomp. Er is ingegrepen op een moment dat de schaal van hoofdlager 3 een temperatuur had bereikt van 110 °C. De motor draaide op dat moment onbelast, dus naar alle waarschijnlijkheid is er weinig schade aangericht. Bij het losnemen van lager 3 was van schade niets te zien. Hoofdlager 3 wordt echter in

vergelijking tot andere lagers licht belast (zie hoofdstuk _{7, de as van bijv. hoofdlager 2} bevindt zich veel langer dan die van hoofdlager 3 onderin het lager), zodat met

lagerschade van de andere lagers rekening moet worden gehouden bij het trekken van conclusies over reproduceerbaarheid op lange termijn.

, _{De reproduceerbaarheid op lange termijn is mogelijk slecht. Als bet boven beschreven} ongeluk geen schade heeft aangericht aan de hoofdlagers moet worden geconcludeerd dat een signaal dat is opgenomen voor een revisie flirt als referentie kan dienen voor detectie

van defecten die ontstaan na de revisie..

4.2.2 De invloed van de temperatuur op het idynamische idruksignaal

tijdens twee meetseries is iederes tien minuten na het aanzetten van de motor p.3 opgenomen. De eerste ,serie werd, opgenomen vegor het opetunaken van de proefmotor, de tweede daunt Het door de motor geleverde vennogen was bij beide series 20 kW en

ps,

is voor iedere meting afgeregeld op 3,8 bar.

Int figuur 4.11 lijn de op bovenstaande wijze opgenomen druksignalen van write 1 ,afgebeeld. De momenten waarop verbranding optreedt in de cilinders zijn aangegeven.

Direct na de koude start ñjn in het druksignaal Jduidelijk de vijf afzonderlijke verbrandingsklappen te onderscheiden. Deze positieve pulsen worden direct gevolgd door een negatieve waarde van bet druicsignaal. Het, niveau van de pulsen veroor7aalct door de verbrandingsklappen neemt toe met het opwannen van de motor. Bij koude motor is de puts topwaarde die samenhangt met het moment van verbranding in cilinder 3 0,2 bar, bij warme motor 0,7 bar. Dit verschijnsel is herkdnbaar in alle afgebeelde druksignalen.

Naarmate de motor meer opwarmt verschijnen tussen de toppen die direct

s-ainenhangen met de verbranding andere toppen met een jets lager niveau. ,Dit verschijnsel speck een geringe rol in het signaal dat is opgenomen na twintig rninuten, draaien en is zeer duidelijk aanwezig in het signaal bij warme motor.

In figuur 4.12 zijn de frequentiespectra afgebeeld van _{signalen in figuur 4.11.} Bij koude motor zijn de niveaus laag en is de 5' haxmonische de lbelangfijkste. Met het lopwarmen verschuift dit be,eld langzamerhand naar bogere frequentks, terwifil het niveau

van de frequenties rond de vijfde harmonische ongeveer gelijk blijft. Bij warme motor zijn de niveaus van de 20% 25` en 30` harmonischen het hoogst.

Figuur 4.13 wont de signalen die zijn opgenomen bij sale 1, Zoals boven ziln in her signaal bij koude motor cid Vijf verbrandingslcLappen _{te herkennem. Naarmate de motoi.} opwarmt worden de itopwaarden van de ,signalen hoger en verschijnen er toppen in bet signaal die niet te koppelen zijn, aan een verbranding,