Многофакторный анализ закономерности изменения динамического коэффициента трения в трибосистеме и трибосопряжениях в лабораторных условиях

Введение

Фрикционные свойства пары трения зависят в равной мере от природы ее материалов, от конструкции узла трения и режима его работы. Наличие большого количества факторов, возникающих при электротермомеханическом трении в едином поле взаимодействия, приводит к необходимости проведения многочисленных экспериментов применительно к парам трения ленточно-колодочного тормоза буровой лебедки. Это обстоятельство послужило причиной поиска путей получения надежной информации о ресурсе узлов трения за более короткие сроки и, по возможности, на меньшем количестве испытуемых образцов. В этом смысле теория планирования экстремальных экспериментов занимает важное место [1].

Состояние проблемы. Величина динамического коэффициента трения в трибосопряжениях фрикционных узлов ленточно-колодочного тормоза при электротермомеханическом трении носит импульсный характер. Это связано с импульсным подводом нормальных усилий к пятнам контактов микровыступов пар трения тормоза и возникновением на их номинальных сопряженных поверхностях импульсных сил трения.

Динамический коэффициент трения в трибосистеме и в трибосопряжении необходимо оценивать на макромикрои наноуровнях. На макроуровне необходимо поэтапно определить влияние основных режимных факторов (нагрузку на рукоятке управления тормозом (Fp) и работу торможения (W)). На микрои наноуровнях необходимо установить тип контакта, работу выхода электронов и ионов из материалов трущихся деталей, оценить: поляризационные и деполяризационные процессы, генерируемую и аккумулируемую энергии, соответственно, электрических и тепловых токов, а также влияние тепловой нагруженности номинальных площадей контакта на динамический коэффициент трения в трибосопряжении. Для детального исследования на макроуровне закономерностей изменения динамического коэффициента трения в трибосистеме предлагается его рассмотрение на четырех этапах (подблоках).

Постановка задачи. В данной публикации рассмотрены следующие вопросы освещаемой проблемы:

• — конструкция и работа модельного ленточно-колодочного тормоза;
• — проверка адекватности модели трибосистемы;
• — оценка энергонагруженности дискретных контактов металлополимерных пар трения трибосопряжения.

Цель работы. Оценить закономерности изменения динамических коэффициентов трения под воздействием внешних и внутренних факторов в трибосистеме и трибосопряжении в лабораторных условиях.

Конструкция и работа модельного ленточно-колодочного тормоза. Основные узлы тормозного стенда смонтированы на двух двутавровых балках 4 (рис. 1 а, б, в), которые, в свою очередь, анкерными болтами прикреплены к бетонному основанию. Модельный тормоз имеет тормозную ленту 2. При этом один конец тормозной ленты 2 закреплен неподвижно, а на втором ее конце находится нагрузочное устройство 11. С нерабочими поверхностями полимерных накладок 3 взаимодействует внутренняя поверхность ленты 2. Накладки 3 крепятся к ленте 2. Тормозной шкив 4 установлен на валу 5 с подшипниками, находящихся в опорах 6. Вал 5 через упругую пальцевую муфту 10 связан с валом 12 двигателя 7 постоянного тока. При этом использован двигатель постоянного тока марки 2ПН225МУ4 мощностью 15,0 кВт. Применение двигателя этой марки позволило плавно регулировать вращательный момент на приводном валу 12 и поддерживать его стабильным при изменении частоты вращения вала 5. Усилие прижатия нерабочих и рабочих поверхностей фрикционных накладок 3, соответственно, к внутренней поверхности тормозной ленты 2 и рабочей поверхности тормозного шкива 4 регулировалось нагрузочным устройством 11.

Рисунок 1 а, б, в, г — Общий вид стенда с модельным ленточно-колодочным тормозом (а), нагрузочным устройством (б), двигателем постоянного и переменного тока (в) и тормозной лентой с фрикционными накладками (г)

Тяговый двигатель 7 тормозного шкива 4 питается постоянным током с номинальным напряжением обмотки якоря 110 В. В качестве источника ее питания был использован аналогичный двигатель постоянного тока 8, который работал в генераторном режиме. Вал 10 генератора вращался асинхронным трехфазным двигателем переменного тока 9. На обмотки возбуждения генератора и двигателя подавались постоянные токи, которые предварительно выпрямлялись на диодных мостах, составленных из диодов VD1… VD4 и VD5… VD8, и регулировались лабораторными автотрансформаторами ЛАТР-1М и ЛАТР-2М.

По дуге обхвата тормозной лентой шкива установлены фрикционные накладки с постоянным и переменным шагом. При монтаже на ленте накладок с постоянным шагом их количество всегда четное (12; 16; 18; 20; 22; 26) (см. рис. 1 г). При переменном шаге это число может быть и нечетным.

Общее количество фрикционных накладок на тормозной ленте зависит от их геометрических параметров, а также от угла охвата тормозной лентой рабочей поверхности тормозного шкива.

В табл. 1 приведены основные конструктивные параметры пар трения модельного ленточно-колодочного тормоза.

Задачи исследования, условия проведения испытаний и реальные возможности определили объект испытаний — физическую модель ленточно-колодочного тормоза буровой лебедки с масштабом:

— геометрического подобия для ее основного размерного параметра — радиуса тормозного шкива.

(1).

ml=2,0, 2,45 і 2,9 для Rш=500,0, 612,5 і 725,0 мм, соответственно, где lН и lм — радиусы тормозного шкива натуры и модели (lН =Rш, lм=250,0 мм);

Таблица 1 — Конструктивные параметры и теплофизические свойства материалов основных элементов модельного ленточно-колодочного тормоза.

— динамического сходства где SН и Sм — силы натяжения набегающих участков тормозной ленты натуры и модели, кН.

Заметим, что масштабы сходства изменяются, если изменяются динамические параметры натуры или модели, например, натяжения ленты.

Для проведения испытаний модель оснащалась:

• — тормозными лентами из стали 50 шириной 200 мм (), толщиной дм =2,0, 3,0 и 3,7 мм (mд=2,0, 1,67 и 1,62 при толщине ленты натуры 4,0, 5,0 і 6,0 мм, соответственно), с длиной промежутка 2L участка ленты между накладками (L=30−90 мм, mL=1,0);
• — фрикционными накладками из ретинакса ФК-24А толщиной дН = 15,0 мм (), шириной Z=230,0 мм () и длиной L=120,0 мм ();
• — тормозной шкив вращался с наибольшей частотой 200,0 мин-1, которая обеспечивала линейную скорость перемещения точек поверхности трения шкива относительно накладок Vш=5,236 м/с (при VH=20,0 м/с; для каждого конкретного значения скорости тормозных шкивов натурных тормозов буровых лебедок mV уточняется).

Проверка адекватности модели трибосистемы. В практике машиностроения широко применяется проведение поэтапных испытаний [2]. Лабораторные испытания позволяют полностью выявить влияние конструктивных особенностей и ряда других характеристик узла трения на его износо-фрикционные свойства. В связи с этим проведены стендовые испытания пар трения модельного ленточно-колодочного тормоза, отвечающего серийным фрикционным узлам. Приведем результаты исследований влияния основных режимных факторов (нагрузки на рукоятке управления тормоза (Fp) и работы торможения (W)) на динамический коэффициент трения (f). В качестве материалов пары трения были выбраны «ФК-24А — сталь 35ХНЛ». Значения натуральных и кодовых уровней факторов представлены в табл. 2.

Таблица 2 — Натуральные значения уровней факторов.

Согласно принятому плану полного факторного эксперимента должно быть проведено 9 опытов, каждый из которых должен повторяться трижды в случайном порядке для исключения систематических ошибок. Для получения математической модели объекта был использован метод группового учета аргументов, основанный на некоторых принципах теории обучения и самоорганизации. Рассмотрены различные сочетания входных и промежуточных переменных, для каждого сочетания строится модель, причем при построении рядов селекции используются самые регулярные переменные.

Ряды строятся до тех пор, пока снижается ошибка. Таким образом, из всей совокупности моделей выбирается та, которая является оптимальной с точки зрения выбранного критерия [3].

Согласно плану эксперимента в каждом подблоке было проведено 9 опытов. Для уменьшения систематических погрешностей опыты повторены трижды в случайном порядке. На основании экспериментальных данных рассчитано среднее значение выходного параметра у (динамический коэффициент трения).

Матрицы плана и результаты опытов представлены в табл. 3.

Таблица 3 — Матрица плана и результаты опытов.

После обработки результатов экспериментов, выполненных с помощью компьютерных технологий, получены следующие модели объекта для каждого подблока:

(2).

• (3)
• (4)
• (5)

Полученные математические модели для наглядности дальнейшего анализа можно представить графически в виде поверхности отклика. Так как число факторов равно двум, полученные математические модели представляются поверхностью в трехмерном пространстве. По координатным осям откладываем факторы Fp и W и выходную функцию f.

Анализ полученных математических моделей по І подблоку (рис. 2 а) показывает, что на начальных глубинах спуска бурильного инструмента в скважину динамический коэффициент трения при прирабатываемых рабочих поверхностях фрикционных накладок с плавным увеличением нагрузки на рычаг управления тормозом и работы торможения увеличивается и проходит через минимум. Это объясняется увеличением площади пятен контактов микровыступов пар трения, а также тем, что на начальных глубинах спуска температура на рабочих поверхностях тормозного шкива увеличивается, но еще не достигает допустимой температуры для материалов фрикционной накладки.

При оценке адекватности математической модели ІІ подблока установлено, что характер нагрузки на рукоятке управления тормозом и работа торможения влияют на величину динамического коэффициента трения в пределах выбранного режима. Количественно больше влияет на выходной параметр нагрузка, прикладываемая бурильщиком. Сначала динамический коэффициент трения уменьшается, а затем возрастает, проходя через минимум (рис. 2 б). Поверхность отклика представляет собой эллиптический параболоид.

Характер влияния режимных параметров на динамический коэффициент трения по III подблоку представлен на рис. 2 в. Поверхность отклика имеет седлообразную форму. С увеличением нагрузки на рукоятке управления тормозом динамический коэффициент трения сначала уменьшается, затем возрастает. Работа торможения действует двояко. При меньших нагрузках с увеличением работы торможения выходная функции уменьшается, при больших нагрузках — увеличивается.

Рисунок 2 — Закономерности изменения динамического коэффициента трения от нагрузки на рычаге управления тормозом и работы торможения на различных этапах исследования (подблоках): а — І-ый; б — ІІ-ой; в — ІІІ-ий; г — ІV-ый

Зависимость функции отклика от режимных факторов (нагрузки на рукоятке и работы торможения) по IV подблоку представлена на рис. 2 г. Как видно из последнего получили криволинейную поверхность отклика. С резким изменением (уменьшением или увеличением) работы торможения динамический коэффициент трения стремительно уменьшается, проходя через минимум по краям экспериментов, в центре эксперимента он резко возрастает. Это свидетельствует о том, что рабочая поверхность фрикционной накладки попала в зону допустимой температуры для ее материала. На этом этапе необходимый тормозной момент создается за счет увеличения нагрузки на рукоятке управления тормозом. При этом динамический коэффициент трения незначительно увеличивается, что приводит к росту тормозного момента.

Полученные математические модели позволяют оценить влияние факторов на динамический коэффициент трения и их взаимодействие, адекватно воспроизводят исследуемый процесс трения при торможении. Их погрешность по данным исходной выборки находится в допустимых пределах 7,5%, [4], поэтому они могут быть использованы при анализе и синтезе фрикционных узлов и подборе новых материалов трибосопряжения.

Оценка энергонагруженности дискретных контактов металлополимерных па трения трибосопряжения. Оценка внешних параметров трибосистемы позволила перейти к рассмотрению энергонагруженности дискретного контакта микровыступов металлополимерных пар трения трибосопряжения (табл. 4). За основу принято эталонное изменение динамического коэффициента трения материала «Ретинакс» ФК-24А в функции температуры поверхности трения при фрикционном взаимодействии (рис. 3). При этом учитывается процентное соотношение компонентов газовой смеси, образуемой в межконтактном пространстве при трении фрикционной пары (табл. 5) [5].

Таблица 4 — Энергонагруженность дискретного контакта микровыступов металлополимерных пар трения трибосистем.

Рисунок 3 — Эталонное изменение динамического коэффициента трения материала «Ретинакс» ФК-24А в функции температуры поверхности трения по зонам: I — 200…250 0C; II — 250…400 0C; III — 400…550 0C; IV-550…800 0C; V-800…1000 0C

Таблица 5 — Процентное соотношение компонентов газовой смеси, образованной в межконтактном пространстве при трении фрикционной пары [5].

Примечание:

• *Наличие следов указанных газов.
• **Отбор проб осуществлялся из четырех зон (точек) одновременно.
• ***Под другими газами подразумевается: Ar, Ne, He, Kr, N2O, Xe, O2, Rn

Выполнен анализ и синтез закономерностей изменения динамического коэффициента трения на макро-, микрои наноуровнях в трибосистеме и в ее трибосопряжениях.

Выводы. Выполнен многофакторный анализ закономерностей изменения основной характеристики трибосопряжений — динамического коэффициента трения, влияющего на импульсные тормозные моменты, развивающиеся в трибосистеме, которой является ленточно-колодочный тормоз буровой лебедки.

• 1. Джанахмедов А. Х. Физико-стохастическое трибомоделирование / А. Х. Джанахмедов. — Баку: Элм. — 151 с.
• 2. Трибология (электротермомеханические основы, анализ и синтез на нано-, микрои миллиуровнях и технические приложения): учебн. пособ. [А.И. Вольченко, М. В. Киндрачук, П. С. Красин и др.]. — Киев — Краснодар, 2015. — 371 с.
• 3. Трение, износ и смазка (трибология и триботехника) / Под общ. редакцией А. В. Чичинадзе. — М.: Машиностроение, 2003. — 575 с.
• 4. Джанахмедов А. Х. Синергетика и фракталы в трибологии / А. Х. Джанахмедов, О. А. Дышин, М. Я. Джавадов // Баку: Апостроф, 2014. — 504 с.
• 5. Чичинадзе А. В. Износостойкость фрикционных полимерных материалов / Чичинадзе А. В., Белоусов В. Я., Богатчук И. М. / Львов. — Высшая школа, 1989. — 114 с.