Capitolul 2 RA

62
14 Capitolul 2 UZAREA PIESELOR DE AUTOMOBIL 2.1 Consideraţii generale Tribologia este ştiinţa care se ocupă cu studiul fenomenelor de interacţiune dintre suprafeţele în contact, aflate în mişcare relativă una faţă de cealaltă, cu sau fără lubrifiant. Aflate într-o relaţie strict determinată de tipul cauză efect, frecarea, uzarea şi ungerea sunt aspecte ale unui fenomen de o deosebită complexitate. Studiul frecării, uzării şi ungerii face apel la numeroasele ramuri ale ştiinţei, cum sunt fizica corpului solid (mecanica, rezistenţa materialelor, organe de maşini), cristalografia, fizico -chimia suprafeţelor, chimia moleculară şi a lubrifianţilor, mecanica fluidelor, termotehnica etc. Denumirea de tribologie (tribos - frecare; logos - ştiinţă) a fost propusă în anul 1954 de către savantul englez D. Tabor şi a început să fie utilizată din anul 1966. Fenomenul frecării, ce apare ca urmare a mişcării relative dintre elementele unei cuple cinematice, reprezintă o componentă importantă a pierderilor suplimentare de energie. În afară de acestea, frecarea conduce la modificarea geometriei proprietăţilor mecanice ale materialelor pieselor conjugate, modificări ce pot duce chiar la scoaterea din funcţiune a cuplei respective. Prin urmare, frecarea este cauza principală a scăderii eficienţei mecanice a maşinilor, respectiv a creşterii necesarului de energie în scopul învingerii rezistenţelor care apar . Modificările menţionate, ca şi rezultatele frecării, produc uzura cuplelor cinematice ale maşinilor, ceea ce conduce, în final, la funcţionarea defectuoasă a acestora, la scurtarea duratei lor de exploatare, la pierderi de material etc. În ultimele două decenii, atât pe plan mondial, cât şi în ţara noastră, au căpătat un interes deosebit cercetările în domeniul îmbunătăţirii ungerii şi al găsirii de noi materiale rezistente la uzare sau cu bune proprietăţi antifricţiune. Prin aplicarea rezultatelor cercetărilor şi a cunoştinţelor tribologice noi, s -au obţinut economii anuale remarcabile, provenite din prelungirea duratei de funcţionare a maşinilor, reducerea întreruperilor neplanificate, a înlocuirilor de piese, din economii de lubrifianţi şi materiale, din reducerea de energie consumată prin frecare, din simplificarea întreţinerii etc. În ţara noastră, au fost aplicate cu succes multe din rezultatele studiilor şi cercetărilor tribologice efectuate. O pondere importantă a acestor aplicaţii revine şi lagărelor hidrodinamice pentru M.A.I., lubrifianţilor şi a materialelor compuse pentru frânele şi ambreiajele autovehiculelor. Astfel, prin utilizarea plăcuţelor de frâna din materiale aglomerate, utilizând lubrifianţi solizi, aditivi chimici adecvaţi şi materiale rezistente la uzare, sau prin luarea măsurilor corespunzătoare reducerii uzării prin coroziune a caroseriilor automobilelor, au fost obţinute economii estimate la zeci de milioane lei. În scopul creşterii fiabilităţii şi a reducerii costurilor de exploatare a automobilelor, este necesară intensificarea activităţii de cercetare ştiinţifică a fenomenelor de frecare, uzare şi unge re, precum şi extinderea aplicării rezultatelor obţinute la fabricarea, întreţinerea şi repararea mijloacelor de transport.

description

REPARAREA AUTOVEHICULELOR

Transcript of Capitolul 2 RA

Page 1: Capitolul 2 RA

14

Capitolul 2

UZAREA PIESELOR DE AUTOMOBIL

2.1 Consideraţii generale

Tribologia este ştiinţa care se ocupă cu studiul fenomenelor de interacţiune dintre

suprafeţele în contact, aflate în mişcare relativă una faţă de cealaltă, cu sau fără lubrifiant.

Aflate într-o relaţie strict determinată de tipul cauză efect, frecarea, uzarea şi ungerea

sunt aspecte ale unui fenomen de o deosebită complexitate. Studiul frecării, uzării şi

ungerii face apel la numeroasele ramuri ale ştiinţei, cum sunt fizica corpului solid

(mecanica, rezistenţa materialelor, organe de maşini), cristalografia, fizico -chimia

suprafeţelor, chimia moleculară şi a lubrifianţilor, mecanica fluidelor, termotehnica etc.

Denumirea de tribologie (tribos - frecare; logos - ştiinţă) a fost propusă în anul 1954 de

către savantul englez D. Tabor şi a început să fie utilizată din anul 1966.

Fenomenul frecării, ce apare ca urmare a mişcării relative dintre elementele unei

cuple cinematice, reprezintă o componentă importantă a pierderilor suplimentare de

energie. În afară de acestea, frecarea conduce la modificarea geometriei proprietăţilor

mecanice ale materialelor pieselor conjugate, modificări ce pot duce chiar la scoaterea din

funcţiune a cuplei respective. Prin urmare, frecarea este cauza principală a scăderii

eficienţei mecanice a maşinilor, respectiv a creşterii necesarului de energie în scopul

învingerii rezistenţelor care apar. Modificările menţionate, ca şi rezultatele frecării,

produc uzura cuplelor cinematice ale maşinilor, ceea ce conduce, în final, la funcţionarea

defectuoasă a acestora, la scurtarea duratei lor de exploatare, la pierderi de material etc.

În ultimele două decenii, atât pe plan mondial, cât şi în ţara noastră, au căpătat un

interes deosebit cercetările în domeniul îmbunătăţirii ungerii şi al găsirii de noi materiale

rezistente la uzare sau cu bune proprietăţi antifricţiune. Prin aplicarea rezultatelor

cercetărilor şi a cunoştinţelor tribologice noi, s-au obţinut economii anuale

remarcabile, provenite din prelungirea duratei de funcţionare a maşinilor, reducerea

întreruperilor neplanificate, a înlocuirilor de piese, din economii de lubrifianţi şi

materiale, din reducerea de energie consumată prin frecare, din simplificarea întreţinerii

etc.

În ţara noastră, au fost aplicate cu succes multe din rezultatele studiilor şi

cercetărilor tribologice efectuate. O pondere importantă a acestor aplicaţii revine şi

lagărelor hidrodinamice pentru M.A.I., lubrifianţilor şi a materialelor compuse pentru

frânele şi ambreiajele autovehiculelor. Astfel, prin utilizarea plăcuţelor de frâna din

materiale aglomerate, utilizând lubrifianţi solizi, aditivi chimici adecvaţi şi materiale

rezistente la uzare, sau prin luarea măsurilor corespunzătoare reducerii uzării prin

coroziune a caroseriilor automobilelor, au fost obţinute economii estimate la zeci de

milioane lei. În scopul creşterii fiabilităţii şi a reducerii costurilor de exploatare a

automobilelor, este necesară intensificarea activităţii de cercetare ştiinţifică a

fenomenelor de frecare, uzare şi ungere, precum şi extinderea aplicării rezultatelor

obţinute la fabricarea, întreţinerea şi repararea mijloacelor de transport.

Page 2: Capitolul 2 RA

15

2.2 Frecarea şi felurile ei

Frecarea reprezintă procesul de interacţiune moleculară, mecanică şi energetică,

care are loc între suprafeţele de contact în mişcare relativă, în prezenţa sau absenţa unui

lubrifiant, sub acţiunea unei forţe normale de apăsare. Forţa de frecare apare ca o forţă

tangenţială la nivelul suprafeţei de contact dintre două corpuri în mişcare reciprocă,

acţionează întotdeauna în sensul opus mişcării şi este concretizată prin lucrul mecanic

consumat pentru învingerea rezistenţei la mişcare relativă, care generează, de fapt

încălzirea şi uzarea suprafeţelor. Forţa de frecare este rezultatul unui ansamblu de

fenomene ce constituie procesul de frecare. Frecarea, în funcţie de starea de repaus sau de

mişcare a pieselor aflate în contact direct, poate fi: uscată, limită, semifluidă,

elastohidrodinamică şi fluidă. Complexitatea soluţiilor constructive caracteristice

automobilelor face ca, în cadrul acestora, să se întâlnească toate tipurile de regimuri de

frecare -ungere.

2.2.1 Frecarea uscată

Frecarea uscată se caracterizează prin contactul direct, nemijlocit al suprafeţelor

pieselor în mişcare relativă. Între aceste suprafeţe, în afară de peliculele absorbite din

mediul ambiant (molecule de oxigen, azot, apă etc), nu se interpune practic nici un

lubrifiant, drept urmare coeficientul de frecare are valori ridicate. Regimul de frecare

pur uscată este întâlnit la ambreiajele şi frânele automobilelor, doar atunci când

garniturile de fricţiune sunt noi.

Frecarea uscată, în cea mai mare parte a cazurilor, este dăunătoare datorită

efectelor ei principale (încălzire şi uzare) care conduc la scoaterea din funcţionare a cuplei

de frecare (lagăre, piston - segmenţi - cilindru, angrenaje, rulmenţi tec), sau la apariţia şi

întreţinerea unor vibraţii (mişcarea sacadată la ghidajele maşinilor - unelte, preselor ş.a.).

În anumite cazuri, deşi poate fi însoţită de încălzire, vibraţii şi uzare, frecarea este utilă

(ambreiaje, frâne, asamblări cu pană etc).

Suprafaţa de frecare. Suprafeţele de contact ale pieselor cuplelor cinematice,

datorită prelucrării, pot prezenta microasperităţi, care nu pot fi complet înlăturate nici chiar

prin operaţii tehnologice de finisare. Aceste microasperităţi (ondulaţii şi rugozităţi) au o

distribuţie aleatoare şi caracteristici diferite.

Considerând suprafeţele de contact ale unei cuple de fiecare, în cazul contactului

plan (fig. 2.1), se disting următorii parametri geometrici:

- suprafaţa nominală (Sn), reprezentând suprafaţa de frecare delimitată de geometria

de contur a corpului mai mic (A) al cuplei de frecare: Sn=l1l2,

- suprafaţa aparentă (Sa), reprezentând însumarea ariilor de contact a1, a2, a3,..., an

formate de ondulaţiile de prelucrare (abateri de ordinul doi STAS 5730/1-75) adică:

Page 3: Capitolul 2 RA

16

n

iina aaaaaS

1321 ... ;

suprafaţa reală de contact (Sr), reprezentând însumarea microsuprafeţelor de contact

c1, c2, ..., cm ale asperităţilor (abateri de ordinul 3 şi 4 sau rugozităţi conform STAS 5730/1-

75), prin care se transmite forţa de apăsare normală:

m

iimr cccccS

1321 ...

Fig. 2.1. Suprafeţele de frecare în cazul contactului plan: A - piesă mică; B - piesa mare a cuplei

cinematice; Sa,- suprafaţa nominală; Sa-suprafaţa aparentă; Sr-suprafaţa reală;a1,a2,...an şi c1 c2,...,cn-

microzone de contact

Cu alte cuvinte, suprafaţa de contact nominală sau geometrică poate conţine

ondulaţii (v. fig.2.1) ce formează pete de contact şi deci o suprafaţă aparentă de contact,

care, la rândul ei, având rugozităţi, formează microzone de contact, care, însumate, dau

suprafaţa reală de contact (Sr<Sa<Sn).

Prin raportarea suprafeţei reale de contact la suprafaţa nominală, se obţine

parametrul adimensional s =Sr /Sn, cu ajutorul căruia se poate aprecia gradul de prelucrare

sau stadiul procesului de rodaj al suprafeţelor în contact.

Mărimea suprafeţei reale de contact depinde de valoarea forţei de apăsare normală N

şi de rezistenţa la deformaţii elastoplastice ale materialelor pieselor cuplei cinematice.

Dependenţa parametrului adimensional s de încărcarea exterioară este prezentată în

tabelul 2.1

Tabelul 2.1

Valoarea sarcinii exterioare

N

Suprafaţa reală de contact

cm2

s =Sr /Sn

2

5

100

500

2.10-4

5.10-4

1.10-2

5.10-2

1/105

1/4.104

1/2.103

1/4.102

Suprafaţa reală sau aparentă de contact a unei cuple cinematice se poate determina

Page 4: Capitolul 2 RA

17

prin calcul sau prin măsurători experimentale.

Curba de portanţă. Suprafeţele cu rugozităţi reduse (obţinute prin procedee

tehnologice de superfinisare) au o capacitate portantă mai mare, comparativ cu suprafeţele

mai rugoase. Capacitatea portantă a suprafeţelor în frecare se apreciază prin curba de

portanţe (Abbott -Firstone). Această curbă se obţine prin intersectarea profilului rugos cu

un număr n de plane paralele şi echidistante faţă de un plan de referinţă (de regulă planul

de fund al asperităţilor). Considerând planul i ce intersectează profilul în m zone de

lungimi li1, li2,...lim, care însumate, dau lungimea portantă totală, se obţine

m

jijp lL

1

(fig.2.2).

Fig. 2.2. Construcţia curbei de portanţă

a- profilul suprafeţei; b- curba de portanţă

Pentru a exprima procentul din lungimea L care preia sarcina nominală, curba de

portanţă poate fi reprezentată şi în coordonate adimensionale, în abscisă Lp/L, iar în

ordonată pi /Rmax (Rmax fiind înălţimea maximă a asperităţilor). În figura 2.3 sunt

reprezentate alurile curbelor de portanţă pentru câteva tipuri de prelucrări mecanice din

care rezultă că forma acestora depinde în principal, de tipul prelucrării mecanice a

suprafeţelor.

Fig. 2.3 Forma prelucrării mecanice şi alura curbei de portanţă corespunzătoare acesteia

Teoriile şi legile frecării uscate. Explicarea fenomenului complex, de frecare a

evaluat odată cu dezvoltarea mecanicii corpurilor rigide, cu clarificarea naturii şi

interacţiunile dintre acestea. Astfel, se disting diferite teorii acceptate parţial sau

complementar cu privire la explicarea forţei de frecare uscate, precum şi a consecinţei

frecării - uzarea suprafeţelor. Aceste teorii sunt prezentate succint în tabelul 2.2 şi figura

Page 5: Capitolul 2 RA

18

2.4.

Analizând aceste teorii (v. fig. 2.4 şi tab.2.2) şi sintetizând părerile celor mai mulţi

dintre autori, rezultă că forţa de frecare reprezintă o însumare a mai multor componente,

cum sunt cele necesare pentru: forfecarea unor microsuduri ale microasperităţilor metalului

mai dur sau pentru învingerea rezistenţelor la deplasarea şi zgârierea suprafeţelor de către

particulele abrazive; producerea deformaţiilor locale elastice sau plastice şi învingerea

aderenţei suprafeţelor în contact direct; învingerea rezistenţei la frecare în filmul de

lubrifiant etc.

Teorii asupra fenomenelor de frecare şi uzare

Tabelul 2.2

Denumirea teoriei şi

autorii

Ipoteze şi specificaţii ale teoriei Imagine grafică

ilustrată în figura

2.4

l. Mecanică(Parent-

1704)

Forţa de frecare şi uzura sunt

generate prin depăşirea şi

escaladarea microaspentaţilor în

contact nemijlocit

2.4, a şi a1

2. Moleculară (rezultă

din teoriile adezunii

moleculare – Hardy şi

Dereagin – şi a

microjoncţiunilor sau

punţilor de sudură -

Tabor

Forţa de frecare şi uzura sunt generate

prin manifestarea forţelor de adeziune

moleculară şi a rezistenţei la ruperea

punţilor de sudură; ultimele se creează la

823-883 K, cu formarea de compuşi

intermetalici

2.4, b şi b1

3. Deformaţiile elastice

şi plastice

Forţa de frecare este generată de energia

consumată prin deformare elastică,

plastică sau elaso-plastică a asperităţilor

la contactul suprafeţei conjugate

2.4, c şi d

4. Molecular mecanică

(Coulomb şi Marchant)

Forţa de frecare este rezultatul învingerii

forţelor de aderenţă dintre suprafeţe şi al

urcării pe microasperităţi sau prin

asocierea fenomenelor de natură

mecanică, adeziune moleculară şi prin

formarea de microjoncţiuni

2.4, e şi f

5. Energetică cuantică

(Davies, Kuzneţov şi

Fleischer)

Forţa de frecare şi uzarea se produc, în

completarea fenomenelor prezentate

anterior, şi prin trecerea energiei de pe o

suprafaţă de frecare pe alta prin cuante

de energie

2.4,g

6. Electrostatică

(Schnurman şi Walov-

Forţa de frecare se produce prin

transferul de electroni de pe o suprafaţă

2.4, h

Page 6: Capitolul 2 RA

19

Davies) de frecare pe alta şi deci crearea unei

anumite diferenţe de potenţial

Fig. 2.4 Modelele fizice ale teoriilor frecării uscate a corpurilor solide:

a, a1 sunt modele mecanice ale forţei de frecare Ffa, generată la urcarea şi respectiv, escaladarea

rugozităţilor; b, b1 - modelele teoriei moleculare de generare a forţei de frecare prin adeziune în

zonele c1,c2,...,cn, şi prin forfecarea microsudurilor S1, S2,...,Sn; c, d - modelele generării forţei de

frecare prin deformaţii elastice de1, de2,...,den şi plastice dp1, dP2,...dpn; e, f- modelele teoriei molecular -

mecanice de generare a forţei de frecare, ca rezultat al unor fenomene mixte - învingerea forţelor de

aderenţă şi de escaladare (ci), microjoncţiunile (Si) şi forfecării (fi); g - modelul fizic al teoriei

cuantelor de energie ei ce trec de pe suprafaţa corpului 2 pe cea a corpului 1, h-modelul fizic al

formării zonelor de potenţial electrostatic, la două suprafeţe de contact; FN- forţa de apăsare normală;

va viteza de alunecare relativă a corpurilor.

Legile frecării uscate au fost enunţate de Coulomb prin continuarea experienţelor

lui Amontos astfel: forţa de frecare este direct proporţională cu sarcina şi independentă

de suprafaţa de contact şi de viteza de alunecare, dar dependentă de natura materialelor în

contact.

Astfel expresia Amontons - Coulomb, valabilă numai în căzui frecării de

alunecare uscate, este: NF aa (2.1)

Page 7: Capitolul 2 RA

20

unde: Fa este forţa de frecare la alunecare; a este coeficientul de frecare la alunecare; N

este forţa de apăsare normală.

În cadrul teoriei microjoncţiunilor, Bowden [42, 43] a exprimat forţa de frecare

necesară forfecării microsudurilor prin relaţia :

rra AF ... (2.2)

în care: Ar este aria suprafeţei reale de contact; r este rezistenţa la forfecare a materialului

mai moale.

Ţinând sama de relaţia (2.1) şi amintind că N = Arpc, din relaţia (2.2) rezultă

valoarea coeficientului de frecare de alunecare a dintre suprafeţele metalice uscate în

contact direct:

c

ra

p

(2.3)

unde pc este limita de curgere a materialului mai moale din cupla de frecare uscată.

Comparând expresiile coeficienţilor de frecare de alunecare date de relaţiile (2.1),

obţinut pe baza legii Amontons - Coulomb, şi (2.3), obţinută pe bata legii Bowden -

Tabor, se constată că ele sunt complet diferite. Totuşi, valabilitatea relaţiei (2.3)a fost

confirmată de comportarea la frecare a unor suprafeţe dure (oţel) pe straturi metalice moi

(aliaje antifricţiune) depuse pe un suport mai dur.

S-a constatat că valoarea coeficientului de frecare este dependentă de natura şi

starea suprafeţelor în contact (gradul de finisare, structura fizico - chimică a straturilor

superficiale), distingându-se două feluri de coeficienţi de frecare de alunecare: statici (as)

şi cinetici (ak).

În tabelul 2.3 sunt indicate câteva valori ale coeficientului de frecarea cinetic

pentru regimurile de frecare uscată şi limita - mixtă la diferite cupluri de materiale.

Pornind de la legea lui Amontons - Coulomb (v. rel. 2.1), Bowden, Deriaghin ş.a.

ajung la concluzia că forţa de frecare nu depinde numai de forţa normală şi de coeficientul

de frecare ci şi de un alt termen denumit constanta de gripaj Ag, astfel:

NAF aga (2.4)

Valori ale coeficientului de frecare ak pentru diferite materiale şi regimuri de

frecare

Tabelul 2.3

Materialele cuplei de frecare ak

uscat limită-mixtă

Aluminiu-aluminiu

Alamă-oţel*

Oţel-bronz fosfor

Oţel*-aliaj de Al

Oţel-aliaj Cu-Ni

Oţel*-Fe (sinter)

Oţel**-aiaj Ni

1,50...1,90

0,60...0,80

0,67...0.74**

0,79...1,42

1.17**-...1,23

0,38...0,45

0,43...0,47

0,13...0,25

0,10...0,26

0,09**...0,19

0,09...0,20

0,15...0,29

0,21...0,26

0,19...0,27

Page 8: Capitolul 2 RA

21

Oţel**-aliaj Monel

Oţel**-bronz sinterizat

Oţel*-oţel*

Oţel*-oţel**

Oţel-oţel

Fontă-fontă

Fontă-oţel***

Oţel-grafit

Oţel-Cu cu strat de Sn

Oţel-oţel+Pb0

Oţel oţel+MoS2

Ferodou-oţel

1,30...1,33

0,90...0,99

0,26...0,31

0,60

1,00

0,35...1,20

0,13...0,18

0,18...0,60

0,08...0,10

0,15...0,18

0,23...0,25

0,04...0.08

0,30...0,40

0,16...0,24

0,14...0,15

0,11...0,25

0,10...0,21

0,16...0,21

0,10...0,25

0,10...0,250,10...0,15

0,10...0,20

-

0,08...0,10

-

-

- Observaţii: - Datele funcţie de aliaj, viteză şi, respectiv, lubrifiant,

-* 0,95- 1,1 % C; 0,25 - 0,45 %Mn; 1,3-1,6 % Cr; 0,2-0,35%Si;

-**0,08-0,20% C;max.2% Mn;17-19% Cr;8-10% Ni;max. l% Si;

-***ak scade la 0,06 (uscat) la v = 30 m/s;

-**** frecare bună la 600° C.

Valoarea constantei de gripaj Ag depinde de natura suprafeţelor în contact. Un

model al frecării uscate mai apropriat de cazul real este acel acceptat de Holm [42, 43] care

consideră că forţa de frecare la alunecare are forma:

dedpfmfasa FFFFF

unde: Ffas este componenta adeziunilor şi a punţilor de sudură la suprafaţa de contact; Ffm

este componenta de forfecare a microrugozităţilor în interacţiune; Fdp forţa de deformare

plastică; Fde forţa de deformare elastică (fig. 2.5).

Fig. 2.5 Contactul a două suprafeţe în mişcare relativă cu-diferite solicitări şi comportări ale

microzonelor de ccontact

1,2 - cele două suprafeţe de contact; S1, S2 - puncte de sudură; ad1 - punct de adeziune; dp1 - punct de

deformare plastică, de1 - punct de deformare elastică; fr1, fr2 - microzone de forfecare a

microrugozităţilor; N - forţa de apăsare normală; Va - viteza relativă.

Aşadar, forţa de frecare depinde de un mare număr de factori, cum sunt: sarcina

normală, viteza de alunecare, felul contactului, calitatea şi rugozitatea suprafeţelor

conjugate, natura materialelor în contact, caracterul rigid sau elastic al deformaţiilor,

temperatura acestora, prezenţa lubrifiantului sau a impurităţilor etc. Coeficientul de frecare

Page 9: Capitolul 2 RA

22

depinde, în principal - aşa cum s-a menţionat anterior - de natura şi starea suprafeţelor în

mişcare relativă.

În practică, atât randamentul mecanic al cuplelor de frecare din construcţia

automobilelor, cât şi intensitatea fenomenului de uzare a suprafeţelor în contact direct sunt

influenţate de valoarea forţelor de frecare, motiv pentru care este necesar să se acţioneze în

sensul micşorării coeficienţilor de frecare la alunecare, rostogolire sau pivotare.

Dimpotrivă, atunci când fenomenul de frecare este utilizat pentru transmiterea unor

cupluri motoare (ambreiaje cu fricţiune) sau rezistenţe (frâne), valoarea coeficienţilor de

frecare trebuie să fie cât mai mare.

2.2.2 Regimurile de frecare în prezenţa lubrifiantului

În construcţia şi funcţionarea automobilului, frecarea uscată nu este singurul regim

producător de uzură, deoarece, în anumite condiţii, chiar în prezenţa lubrifiantului poate

avea loc contactul direct al microasperităţilor suprafeţelor conjugate.

Astfel, se întâlnesc următoarele tipuri de frecare şi lubrificaţie la care poate apărea

uzura: frecarea limită (onctuoasă prin aderenţă sau semiuscată); frecarea semifluidă

(mixtă); frecarea elasto-hidrodinamică (EHD) şi frecarea fluidă (hidrodinamică,

gazodinamică, magnetohidrodinarnică). Regimul de frecare fluidă realizează cel mai mic

coeficient de frecare şi deci o intensitate de uzare foarte redusă.

Regimul de frecare limită se realizează atunci când suprafeţele în frecare sau

porţiuni ale acestora sunt separate printr-un film de lubrifiant atât de subţire, încât efectelor

hidrodinamice li se substituie fenomenele fizico - chimice legate de natura şi interacţiunile

lubrifiantului şi a suprafeţelor pe care le separă. Stratul de lubrifiant dintre suprafeţele în

frecare nu este continuu, deoarece chiar pe suprafeţele foarte fin prelucrate există

microasperităţi care străpung această peliculă foarte subţire (fig. 2.6 a).

Fig. 2.6 Schema contactului a două suprafeţe în regim de frecare limită. Detaliu A - straturile

moleculare adsorbite sau chemisorbite; B, C - suprafeţele în contact ale cuplei cinematice: a -

reprezentarea schematică a unei microzone de contact; 1 - zonă nelubrifiată; 2 - zonă lubrifiată ca strat

continuu; 3 - zonă lubrifiată cu străpungere; 4 - zonă lubrifiată cu mai multe străpungeri; b - formarea

stratului de lubrifiant între suprafeţele de frecare prin fenomene de natură chimică.

Stratul de lubrifiant care separă suprafeţele elementelor unei cuple de frecare este

Page 10: Capitolul 2 RA

23

alcătuit dintr-un număr redus de molecule, formate prin acţiunea unor fenomene de natură

fizică (adsorbţia) sau chimică (chemosorbţia) împiedicând contactul direct metal pe metal

(fig. 2.6 b) sau chiar gripajul. În cazul frecării limită, stratul de lubrifiant format pe

suprafaţa în frecare este legat de aceasta prin puternice forţe de adeziune moleculară (de

unde şi numele de frecare prin aderenţă). Grosimea straturilor de molecule adsorbite pe

suprafeţele metalice, care împiedică contactul direct, variază între 0,1 - 0,2 m.

Regimul limită, caracteristic unor cuple de frecare din construcţia automobilelor

care lucrează în condiţii grele (supapă - ghid, tachet - lagăr etc), are o importanţă practică

deosebită, deoarece, în raport cu frecarea uscată, deşi micşorează coeficientul de frecare

"numai de câteva ori", intensitatea uzării suprafeţelor se reduce "de mii de ori". Regimul de

frecare limită reprezintă un fel de barieră împotriva uzurii. În aceste condiţii se recomandă,

fie folosirea unor uleiuri cu aditivi de onctuozitate şi extremă presiune sau a unor

lubrifianţi solizi (grafitul, bisulfura de molibden), fie acoperirea suprafeţelor de lucru a

cuplei de frecare cu un strat depus chimic (oxid sau sulfură metalică).

În cazul frecării limită, forţa de frecare este dată de relaţia:

emf AAF 1 (2.6)

în care: este partea din aria totală reală de contact care revine contactului metal - metal;

A este aria reală totală a zonei de contact; m este rezistenţa la forfecare a microjoncţiunii

solid - solid; e este rezistenţa la forfecare a zonei de contact în dreptul stratului de

lubrifiant.

Ţinând seama că N = Apc, rezultă că valoarea coeficientului de frecare limită:

c

e

c

mf

ppN

F

1 (2.7)

Valorile coeficientului de frecare de alunecare în cazul frecării limită depind de

caracteristicile fizico - chimice ale materialelor şi lubrifiantului, de viteză, sarcină

exterioară, temperatură etc. În tabelul 2.4 sunt date valorile coeficienţilor de frecare

caracteristice regimului de frecare limită pentru diverse cupluri de materiale şi diverşi

lubrifianţi utilizaţi.

Influenţa materialului asupra valorilor coeficienţilor de frecare în regim de frecare

limită

Tabelul2.4

Materialele cuplei de

frecare (sau tipul

acesteia)

Lubrifiant ak Observaţii

Oţel/oţel, fontă,

bronz, aliaj

antifricţiune

Ulei mineral O,10...0,16 Strat molecular

Idem Acizi graşi 0,05...0,12 Funcţie de starea de

agrgare

Oţel/oţel Acid stearic, Iauric 0,10...0,11 -

Oţel/Cu Acid stearic, Iauric 0,09 -

Page 11: Capitolul 2 RA

24

Oţel/Mg Acid stearic, Iauric 0,07 -

Oţel/Cd Acid stearic, Iauric 0,06 -

Oţel/Zn Acid stearic, Iauric 0,05 -

Regimul de frecare semifluidă (mixtă) apare la limita frecării fluide, atunci când

suprafeţele conjugate ale cuplei de frecare prezintă un anumit grad de rugozitate. Deşi

filmul de lubrifiant are o grosime corespunzătoare ungerii fluide, el se întrerupe temporar,

datorită atingerii vârfurilor proeminente ale microasperităţiior, apărând, pentru scurt timp,

contactul direct între suprafeţe (fig. 2.7).

Fig. 2.7 Schema contactului a două suprafeţe în regim de frecare semifluidă (a) şi fluidă(b). Detaliul A -

regimul de ungere onctuoasă (limită): c.d. - contact direct; r.o. - regim onctuos; u.f. - ungere fluidă.

Detaliul B -ungere fluidă şi straturi adsorbite.

În regimul de frecare semifluidă (mixtă), pot apărea simultan trei situaţii (v. fig.

2.7): contactul direct al vârfurilor mai proeminente ale asperităţilor celor două suprafeţe;

regimul onctuos şi regimul de ungere fluidă.

Acest regim de frecare este caracteristic pornirii şi opririi motoarelor de automobil

când pelicula de lubrifiant nu s-a format încă (exemplu cupla fus-lagăr) sau când viteza

scade foarte mult, schimbându-se şi sensul mişcării (exemplu cupla piston - segmenţi -

cilindru în zona punctelor moarte).

Aşadar, regimul de frecare semifluidă (mixtă) nu este un regim de funcţionare

normală a cuplelor de frecare, ci unul tranzitoriu, a cărui durată trebuie să fie cât mai

redusă.

Stabilirea condiţiilor şi zonelor regimurilor de frecare (ungere) limită şi mixtă se

face cu ajutorul curbelor de tip Stribek (fig. 2.8). Aceste curbe reprezintă variaţia

coeficientului de frecare alunecare a şi a grosimii filmului de lubrifiant h în funcţie de

sarcină, viteză şi vâscozitatea dinamică a lubrifiantului, respectiv funcţie de raportul v/N.

Page 12: Capitolul 2 RA

25

Fig. 2.8 Curba lui Stribeck: A - regim de frecare uscată sau limită; B - regim de ungere mixtă; D - regim de

ungere onctuoasă; C - (ramura DH) - regim de ungere hidrodinamică.

Din analiza curbelor din figura 2.8, se constată că, pentru o anumită stare de

rugozitate a suprafeţelor unei cuple cinematice (exemplu fus-lagăr), odată cu creşterea

vitezei periferice se trece din regimul de frecare uscată sau limită (zona punctului A) în cel

mixt (zona punctului B) caracterizat prin prezenţa contactelor directe dintre suprafeţe.

Zona punctului D, definită prin forţe tangenţiale minime, corespunde regimului de

lubrificaţie onctuos în care coeficientul de frecare are cea rnai mică valoare amin. Crescând

în continuare viteza periferică a fusului, creşte şi coeficientul de frecare, trecându-se în

regimul de ungere hidrodinamică (ramura DH a curbei), caracterizat prin separarea

completă a suprafeţelor în frecare, printr-un film continuu şi prin dependenţa forţelor de

frecare numai de parametrii hidrodinamici.

De asemenea, se constată creşterea grosimii peliculei de lubrifiant cu raportul v/N,

creştere foarte rapidă în domeniile valorilor reduse ale acestui factor.

Determinarea valorii turaţiei minime corespunzătoare limitei dintre regimul de

frecare hidrodinamică sau onctuoasă şi regimul semifluid se obţine cu expresia:

min/min rotVC

Nn

T (2.8)

în care: N este sarcina totală pe lagăr, în N; T este vâscozitatea dinamică la temperatura T,

în Pa x s; V este volumul alezajului lagărului, în m3; C este parametrul constructiv (pentru

lagărele arborelui cotit C = 1....2).

Relaţia (2.8) poate fi utilizată şi la determinarea turaţiei minime necesare la pornirea

motorului astfel încât în cuplele fus - lagăr palier sau maneton să se realizeze, cel puţin,

regimul de ungere semifluid.

Regimul de frecare elastohidrodinamic (EHD) se caracterizează prin existenţa unei

pelicule subţiri şi continue de lubrifiant în zona contactului liniar sau punctiform între

suprafeţele conjugate, în condiţiile unor încărcări dinamice foarte mari (lagăre de

rostogolire, angrenaje).

Fenomenele complexe care apar în cadrul regimului de frecare EHD sunt explicate

prin deformaţiile elastice ale suprafeţelor de contact, ca urmare a sarcinilor exterioare şi

Page 13: Capitolul 2 RA

26

presiunilor hidrodinamice ridicate, şi prin modificările ce intervin în vâscozitatea şi

aderenţa lubrifiantului.

Astfel creşterea vâscozităţii datorită presiunii şi aplatizarea suprafeţelor prin

deformare elastică duc la reţinerea lubrifiantului în zona de contact şi deci la formarea unor

filme mult mai groase decât cele din cazul ungerii hidrodinamice.

Aşa se explică faptul că, în cazul acestui regim de frecare, se asigură o ungere

corespunzătoare, fluidă, la angrenajele şi rulmenţii greu încărcaţi, în condiţii de uzare

relativ redusă.

Grosimea minimă a filmului de lubrifiant pentru realizarea ungerii EHD este dată de

relaţia:

mRVh e5,0

min 035,0 (2.9)

în care: este vâscozitatea lubrifiantului, în Pa x s; Ve = V1 + V2, V1,2 sunt vitezele

tangenţiale, în m/s; R este raza echivalentă, R = R1R2/(R1+R2) (Rl,2 sunt razele de curbură

ale suprafeţelor în contact, în m).

În domeniul EHD, variaţia grosimii minime a fluidului de lubrifiant cu sarcina este

lentă (fig.2.9).

Presiunea maxima de contact [Pa]

Fig. 2.9 Dependenţa grosimii peliculei de lubrifiant şi a regimului de ungere de presiunea de contact

Firma suedeză SKF în urma cercetărilor efectuate exprimă producerea diferitelor

regimuri de ungere prin parametrul adimensional a filmului de lubrifiant Xh definit

astfel:

minh

X h (2.10)

unde: 5,022

21 , iar 1,2 reprezintă abaterile medii pătrate ale înălţimilor

asperităţilor suprafeţelor în contact.

Astfel, regimul de ungere EHD, în limitele sale normale, poate fi asigurat dacă

Xh 3...4. S-a constatat experimental că sub anumită grosime minimă a filmului de

lubrifiant, suprafeţele de frecare, în contact se vor degrada sub diferite forme, astfel:

Xh < 1 este un regim de frecare limită sau uscată; se va produce uzarea adezivă şi

abrazivă;

Xh = 1... 1,5 este un regim de frecare mixtă; pot apărea lustruiri, ciupituri,

Page 14: Capitolul 2 RA

27

exfolieri;

Xh = 1,5...3 este un regim de frecare parţial EHD; apar pete lucioase pe

suprafeţele de frecare.

Regimul de frecare EHD este specific condiţiilor de funcţionare a angrenajelor şi

rulmenţilor din construcţia cutiilor de viteze, reductoarelor şi diferenţialelor

automobilelor.

La funcţionarea angrenajelor, este posibil, pentru aceeaşi pereche de dinţi în

contact şi acelaşi lubrifiant, în cazul variaţiei vitezei şi sarcinii, să se producă mai multe

regimuri de frecare (fig. 2.10).

Fig. 2.10 Diferite regimuri de frecare pe acelaşi flanc al dintelui unui angrenaj:

a - viteze mici şi încărcări mari; b - viteze mari şi încărcări mici; p - punct de rostogolire; S1,2 - punctele

da intrare şi de ieşire din angrenare; E1,2 - punctele de angrenare unipară.

Regimul de frecare (ungere) fluidă se caracterizează prin existenţa unui film

continuu de lubrifiant care separă suprafeţele de frecare, împiedecând contactul direct

dintre acestea, în timpul mişcării. Separarea teoretic perfectă a celor două suprafeţe în

frecare este deosebit de avantajoasă, având drept consecinţă diminuarea considerabilă a

uzurii.

Pelicula de lubrifiant se realizează fie prin efecte hidrodinamice generate de

mişcarea relativă a suprafeţelor de frecare, fie prin introducerea cu presiune din exterior a

fluidului între suprafeţele cuplei de frecare (efecte hidrostatice).

Condiţia necesara pentru realizarea regimului de frecare (ungere) fluidă este ca

grosimea minimă a peliculei de lubrifiant să fie suficientă pentru a împiedica contactul

microasperităţilor suprafeţelor respective.

Conform modelului de studiu, al regimului hidrodinamic de lubrificaţie (fig. 2.11),

pelicula de lubrifiant este formată dintr-o zonă centrală h0, mărginită de alte două zone

exterioare h1. În zona centrală, curgerea lubrifiantului este, în general, laminară, iar

alunecarea se realizează prin frecarea între particulele lichidului de ungere. În zonele

periferice ale peliculei se formează straturile de aderenţă a lubrifiantului la suprafaţa de

frecare.

Page 15: Capitolul 2 RA

28

Fig. 2.11 Modele de studiu ale regimului de ungere hidrodinamică: a - suprafeţe plane; b - suprafeţe

cilindrice; C1,2 - suprafeţe în contact; vl,2 - viteze corespunzătoare acestora.

Moleculele din straturile adsorbite vor avea viteza de deplasare egală cu cea a

suprafeţelor de care aderă, adică, în cazul suprafeţei C1, lubrifiantul are viteza V1, iar în

cazul suprafeţei C2, viteza V2 = 0 (v. fig. 2.11, a).

S-a constatat experimental că, pentru a se realiza frecarea (ungerea) fluidă, în cazul

suprafeţelor perfect netede, este suficientă o grosime minimă a peliculei de lubrifiant

htmin=0,1...0,2m. În practică, orice suprafaţă prelucrată chiar prin operaţii de superfinisare

prezintă asperităţi. Ţinând seama de acestea, condiţia necesară pentru realizarea frecării

hidrodinamice este ca;

ot

t

hRRh

RRh

max2max1min

max2max1min (2.11)

unde: R1,2 max sunt înălţimile maxime ale asperităţilor celor două suprafeţe; ho este distanţa

dintre vârfurile asperităţilor; htmin este grosimea teoretică minimă a peliculei de lubrifiant

(v. fig. 2.11, b).

Forţa de frecare în cazul frecării (ungerii) fluide, rezultată prin frecarea dintre

particulele de lubrifiant, are expresia:

NhvAF f / (2.12)

în care: este vâscozitatea dinamică, în Pa x s; v este viteza relativă de deplasare a

straturilor vecine situate la distanţa h în m/s; A este aria suprafeţei în contact în m2; h este

distanţa dintre cele două suprafeţe, în m.

Relaţia (2.12) arată că lege lui Coulomb - stabilită pentru frecarea uscată nu poate

fi acceptată pentru determinarea coeficientului de frecare în lagăre cu ungere

hidrodinamică.

Coeficientul frecării fluide se determină cu relaţia:

Page 16: Capitolul 2 RA

29

m

cr

m

f

p

cKK

pN

F

30

(2.13)

în care: este viteza unghiulară a fusului, în rad/s; pm este presiunea specifică medie dintre

cele două piese, în N/m2; este jocul relativ, = (D-d)/D = j/D; K este funcţie scalară

dependentă de raportul l/d şi ; ncr este turaţia minimă a arborelui, în rot/min.

Relaţia (2.13) conduce la concluzia că, pentra o vâscozitate şi o presiune date,

ungerea hidrodinamică va fi asigurată dacă turaţia arborelui este mai mare decât o turaţie

minimă ncr. Ţinând seama de dificultăţile determinării cu precizie a lui K, valoarea

coeficientului de frecare se obţine, cu suficientă aproximaţie, utilizând relaţiile:

113

pm C

pentrup

(2.14)

11

3 pm C

pentrup

(2.15)

unde CP = /pm 2 este coeficientul de portantă.

Condiţia necesară pentru menţinerea frecării lichide este formarea şi menţinerea unei

pene de lubrifiant plasată înaintea piesei mobile. Această condiţie este îndeplinită

întotdeauna de fusul cilindric orizontal montat cu joc în cuzinet (fig. 2.12) (exemplu fusul

palier sau maneton al arborelui cotit al M.A.I. lubrificat sub presiune).

Fig. 2.12 Formarea penei de lubrifiant în cazul fusului palier sau maneton de la arborele cotit al M.A.I.

Grosimea stratului de lubrifiant în cupla fus - lagăr determinată de mărimea

presiunii hidrodinamice din pelicula de lubrifiant, este cu atât mai mare cu cât turaţia

fusului şi vâscozitatea lubrifiantului sunt mai mari. Rezultă că, la pornirea motorului sau

în cazul utilizării unor lubrifianţi cu vâscozitate redusă, în ajustajul fus - cuzinet, nu se

poate asigura frecarea hidrodinamică, ci doar un regim limită de lubrificaţie.

În cazul lagărelor M.A.I., sarcinile maxime, acţionând un timp foarte scurt,

generează un fenomen specific prin expulzarea lubrifiantului (squeeze), capabil să

mărească portanţa filmului lubrificat în acel moment. De o importanţă deosebită în

producerea acestui fenomen, cu efecte favorabile privind frecările şi uzura, sunt

Page 17: Capitolul 2 RA

30

proprietăţile reologice ale lubrifiantului, respectiv timpul de relaxare al acestuia.

Grosimea minimă critică a peliculei de lubrifiant, în condiţiile asigurării unui

coeficient minim de frecare în regim hidrodinamic, se determină cu relaţia:

mp

nK

p

n

cj

dh

mmcr

63,18

2

(2.16)

în care: d este diametru fusului, în m; n este turaţia arborelui, în 1/s; este vâscozitatea

dinamică a lubrifiantului, în Pa x s; pm este presiunea medie pe suprafaţa de frecare, în

N/m2; j este jocul diametral dintre piese, în m; c este coeficient [c = (d+l)/l; l este

lungimea lagărului în m].

Regimul de frecare (ungere) fluidă este specific condiţiilor dinamice din cuplele

cinematice de tipul fus - lagăr, piston - segmenţi - cilindru etc. din construcţia M.A.I. de

automobil.

2.2.3 Frecarea în regimul alunecării intermitente (stiek - slip)

Apariţia unor mişcări sacadate, intermitente, la deplasarea cu viteze mici de

alunecare a două suprafeţe rugoase uscate sau în condiţiile regimurilor limită ori mixte

de frecare este cunoscută sub denumirea de alunecare cu intermitenţe (STAS R 8069-

67).

Deoarece, la viteze mai mari, se manifestă sub forma unor mişcări vibratorii,

forma respectivă a mai fost denumită şi alunecare cu autovibraţii.

Alunecarea cu intermitenţe este întâlnită frecvent în exploatarea automobilelor în

procesele de ambreiere şi de frânare, precum şi la mişcarea alternativă a cuplei piston -

segmenţi -cilindru.

Instalaţiile experimentale pentru studiul alunecării intermitente (fig. 2.13, a)

constau, în general, dintr-un sistem elastic 3 de rigiditate K, o cuplă de frecare formată

din elementele 1 şi 2, un sistem de antrenare şi aparatura de măsurare.

La apariţia mişcării cu intermitenţe, se poate măsura tensiometric variaţia forţei de

frecare prin variaţia săgeţii x a sistemului elastic 3 şi, respectiv, a deplasării cuplei de

frecare 1-2.

Piesa mobilă 1 este antrenată cu o viteză de alunecare constantă va pe piesa -

suport 2, de un sistem mecanic exterior. La viteza de alunecare va = 0, între

microasperităţiile de pe suprafeţele în contact 1 şi 2, datorită sarcinii N, se produc

microjoncţiuni şi astfel acţionează o forţă de frecare statică Ffs a cărei valoare este :

NF sfs (2.17)

Din figura 2.13, b se observă că, în perioada t0 – t1, în prezenţa forţei Ffs când

piesele sunt lipite (perioada de stick), acestea se deplasează împreună cu viteza de

alunecare va, iar arcul 3 este deformat în direcţia mişcării cu săgeata x1, astfel:

k

Nx s1 (2.18)

Page 18: Capitolul 2 RA

31

Fig. 2.13 Modelarea mişcării sacadate a - schema instalaţiei experimentale pentru studiul alunecării

sacadate; b - variaţia forţei de alunecare în timp, în cazul mişcării sacadate; 1 - piesă mobilă; 2 - piesă

- suport; 3 - arc; 3' - amortizor.

Forţei Ffs i se opune forţa elastică din arc Fe şi în momentul ti când Fe < Ffs, adică

atunci când Fe = x1k > FfS = sN, piesa 2 se desprinde, deplasându-se în sens contrar vitezei

va, rezultând o perioadă de alunecare (slip) corespunzătoare intervalului t1 - t2. Viteza

medie de alunecare depăşeşte viteza de antrenare va, adică vai >> va.

După perioada (t1 – t2) < (t0 – t1) în momentul t2, va = 0 şi cupla de frecare se află

într-o nouă perioadă de lipire t2 – t3 şi astfel procesul continuă.

Coeficienţii de frecare statică as corespund perioadei de lipire, iar cei cinetici ak,

perioadei de alunecare.

2.3 Tipuri de uzare

Deşi, în ultimele decenii, s-a înregistrat un mare progres în cunoştinţele asupra

uzurii, totuşi nu s-a putut fundamenta încă o teorie general valabilă a uzării, din cauza

fenomenelor multiple şi complexe ce au loc şi care nu permit întotdeauna separarea lor.

Procesul de uzare reprezintă un fenomen complex, distructiv, de natură fizico -

chimică, care are ca efect principal producerea uzurii. Procesul distructiv al suprafeţelor

pieselor poartă denumirea de proces de uzare, iar consecinţa (rezultatul) acestuia este uzura

suprafeţelor (STAS R 8069-67).

În privinţa tipurilor de uzare şi a explicării procesului care le-a generat nu există un

acord unanim.

Pentru uşurarea înţelegerii şi studierii fenomenelor care intervin în timpul uzării, s-

au propus diverse clasificări ale tipurilor de uzare în raport cu procesele care se desfăşoară

în timpul frecării suprafeţelor în contact. Analizând criteriile de bază pentru clasificarea

Page 19: Capitolul 2 RA

32

tipurilor de uzare, printre care: formele de interacţiune ale suprafeţelor, modificarea

straturilor superficiale, fenomenele şi legile care guvernează procesul de uzare, efectele

procesului de uzare etc, rezultă cinci tipuri fundamentale de uzare, care pot apărea atât la

frecarea uscată, cât şi în prezenţa lubrifianţilor: uzarea de aderenţă; de abraziune; de

oboseală; de coroziune şi de impact.

În practică, la funcţionarea cuplelor de frecare, se întâlnesc combinaţii ale acestor

tipuri principale de uzare şi separat numai în cazuri speciale.

2.3.1 Uzarea de adeziune

Acest tip de uzare apare în toate formele de frecare atunci când suprafeţele

conjugate nu mai sunt separate complet de lubrifiant, adică în momentul când ungerea este

întreruptă din diferite motive: lubrifiant insuficient (la pornirea motorului), defecţiuni ale

instalaţiei de ungere, condiţii de funcţionare specifice cuplei respective (piston - segment -

cilindru, camă - taehet); utilizarea unui lubrifiant necorespunzător în raport cu jocul, viteza

şi încărcarea cuplei etc.

Uzarea de adeziune este rezultatul acţiunii simultane a componentei de natură

mecanică şi a celei determinate de forţele moleculare.

Uzarea de adeziune este generată de sudarea şi forfecarea punţilor de sudură dintre

microzonele de contact ale suprafeţelor cuplei de frecare, în mişcare relativă. Ea se

caracterizează printr-un coeficient de frecare ridicat şi o valoare mare a intensităţii uzării.

Microjoncţiunile apar ca urmare a faptului că suprafeţele metalice, chiar şi cele mai

fin prelucrate, prezintă numeroase asperităţi, care, la contactul direct dintre suprafeţe,

suportă pe vârful lor sarcini foarte mari. Sub efectul acestor forţe excesive, asperităţile

suferă o deformare plastică, care încetează atunci când suprafaţa reală de contact devine

suficient de mare ca să suporte sarcina respectivă. Deformarea plastică este însoţită de cele

mai multe ori de formarea microsudurilor punctiforme între vârfurile asperităţilor opuse.

Forţa de frecare rezultă din efortul ce trebuie depus pentru forfecarea acestor microsuduri,

prin deplasarea relativă a suprafeţelor.

Mecanismul uzării de adeziune este reprezentat în figura 2.14. Dacă microsudurile

au aceeaşi rezistenţă la rupere ca materialele cuplei de frecare sau mai mică, atunci ruperea

se va face chiar la nivelul sudurii. Dacă, însă, rezistenţa lor este mai mare decât a

materialelor cuplei, atunci ruperea se va produce fie în suprafaţa mai moale, cu transfer de

material de pe o suprafaţă pe cealaltă, fie în ambele suprafeţe cu eliberarea particulelor de

uzură.

Rezultă că, în funcţie de natura materialelor cuplei de frecare, de valorile sarcinilor,

vitezelor de alunecare şi a temperaturilor, procesul de uzare adezivă poate evolua diferit, de

la îmbunătăţirea calitativă a suprafeţelor (la rodaj), până la degradarea lor, printr-un

mecanism autoaccelerator care conduce în final la griparea suprafeţelor de frecare şi deci la

scoaterea cuplei din funcţionare.

Page 20: Capitolul 2 RA

33

Fig. 2.14 Schema microjoncţiunilor (1) şi a forfecării acestora (II şi III)

Pentru a explica procesul de uzare adezivă, Holm [28, 29] a elaborat teoria

interacţiunii atomice. El a emis ipoteza că uzura este determinată de interacţiunea atomică

a materialelor celor două suprafeţe în contact. În acest caz, intensitatea uzării depinde de

numărul întâlnirilor interatomice, iar uzura liniară poate fi exprimată prin relaţia:

HB

NzIu (2.19)

în care; Iu este înălţimea stratului uzat, raportată la unitatea de lungime de frecare la

alunecare; z este probabilitatea de îndepărtare a unui atom de pe suprafaţă, la întâlnirea lui

cu alţi atomi; N este sarcina; HB este duritatea stratului respectiv.

Archard şi Hirst [42, 43] au evidenţiat faptul că microsuprafaţa trebuie să fie de mai

multe ori solicitată pentru a se deteriora. Ei au subliniat faptul că, prin natura probabilistică

a coeficientului de uzură, există o diferenţă netă între uzare şi frecare. Astfel, în timp ce

toate asperităţile ariei reale care vin în contact contribuie la frecare, numai o parte din ele

contribuie la uzare. În acest caz intensitatea uzării (după Archard) este dată de relaţia:

e

fu

p3

NLKV (2.20)

în care: Vu este volumul de material uzat; Lf este lungimea de alunecare; N este sarcina; pe

este presiunea la curgere a materialului mai moale.

Deoarece peHB/3, relaţia (2.20) se poate scrie în funcţie de duritatea materialului,

sau dacă se înglobează toate constantele în coeficientul Ku, rezultă:

fuu NLKV (2.21)

Deci, teoria lui Archard, confirmată prin rezultate experimentale, admite că uzura

este direct proporţională cu lungimea de alunecare şi cu sarcina (fig. 2.15) şi independentă

de suprafaţa aparentă de contact.

Pentru un material dat, coeficientul de uzură adezivă din relaţia (2.21) are expresia:

fm

uLp

uK (2.22)

în care u este înălţimea medie a stratului uzat şi pm este presiunea medie pe suprafaţa

nominală de contact.

Page 21: Capitolul 2 RA

34

Fig. 2.15 Dependenţa uzurii de lungimea de alunecare şi de sarcină

În ultima vreme, mulţi autori [42, 43] au dat explicaţii energetice asupra producerii

uzării adezive, care vin să completeze teoria microjoncţiunilor. Astfel, au apărut teoria

cuantelor (Davies), teoria pragului energetic de priză (Sememov) şi teoria celor două

energii (Rabinowicz).

Gripajul. O consecinţă a uzării prin adeziune este de multe ori griparea. Griparea

este un proces de degradare intensă a suprafeţelor, determinat de încălzirea excesivă a

zonelor de frecare până la temperatura de topire a materialului. Apare la sarcini mari, în

lipsa lubrifiantului sau la străpungerea peliculei din diferite motive (de exemplu, în

perioada de rodaj al motorului). Adeziunile sau microjoncţiunile puternice ce se creează nu

mai pot fi forfecate şi deplasarea relativă încetează, cupla de frecare fiind astfel blocată.

Griparea poate avea două forme caracteristice:

- griparea la temperaturi joase, care apare la viteze reduse de deplasare ale

suprafeţelor de frecare şi se caracterizează prin valori mari ale coeficientului de frecare şi

evoluţie foarte rapidă a fenomenului;

- griparea la temperaturi înalte, care apare la viteze mari, ca urmare a acumulării

energiei termice în zona de contact; coeficientul de frecare este mai mic, iar viteza de uzare

mai redusă. Griparea este favorizată de o serie de factori printre care: rodaj

necorespunzător; jocuri prea mici între suprafeţele cuplei de frecare; suprafeţe superfnisate

exagerat, care nu permit formarea micropungilor de ulei; lubrifiant necorespunzător,

depăşirea valorilor unor parametri funcţionali (sarcină, viteză etc); prezenţa unei perechi de

materiale antagoniste în contact etc. Dependenţa dintre deformaţia plastică şi temperatura

de gripaj este reprezentată în figura 2.16.

Fig. 2.16 Dependenţa deformaţiei plastice a materialelor cuplei cinematice cu temperatura (pentru gripare)

Page 22: Capitolul 2 RA

35

2.3.2 Uzarea prin abraziune

Uzarea prin abraziune reprezintă procesul de degradare intensă a suprafeţelor în

frecare prin acţiunea mecanică a particulelor abrazive sau asperităţilor mai dure ale unuia

din materialele cuplei cinematice. Acest tip de uzare este de natură pur mecanică şi este

uşor de recunoscut dună urmele orientate pe direcţia de mişcare.

Particulele dure pot proveni ca urmare a unui proces de uzare adezivă (desprinderi

din stratul de suprafaţă mai dur), din produse metalice ale uzării de coroziune, de cavitaţie

sau provenite din exterior. Caracterul uzării nu se schimbă, indiferent dacă particulele

abrazive provin din afară sau sunt conţinute într-unul din corpurile în frecare (cazul

pieselor recondiţionate prin metalizare, cromare, oţelizare, sudare etc).

Acest tip de uzare se manifestă prin deformări plastice locale, microzgârîierea şi

microaşchierea suprafeţelor de frecare (fig. 2.17). Prin urmare, fenomenul de uzare

abrazivă este legat de prezenţa mediului abraziv în zonele de frecare, intensitatea uzării

abrazive depinzând de o serie de factori: proprietăţile mecanice ale materialului pieselor,

proprietăţile de aşchiere ale particulelor abrazive, presiunea specifică şi viteza de

alunecare.

Fig.2.17 Schema procesului de uzare abrazivă:

a - prin deformare plastică şi detaşări de microparticule metalice sub acţiunea forţelor normală (FN) şi

tangenţiala (Ft); b - prin microaşchierea metalului cu un material mai dur

În esenţă, uzarea abrazivă, întâlnită frecvent în exploatarea automobilelor, constă

în microaşchierea suprafeţelor în contact de către particulele abrazive cu forme

geometrice neregulate, rezultând aşchii de dimensiuni foarte mici.

Prima dependenţă calitativă a uzării de abraziune care leagă uzura de proprietăţile

materialelor, şi de condiţiile exterioare frecării a fost formulată de Tonn şi dezvoltată de

Hruşciov şi Babicev [28], care, asimilând asperităţile (particule abrazive) cu piramide,

au stabilit pentru metale pure relaţia:

HB

pKI m

u (2.23)

în care: Iu este intensitatea liniară a uzării, iar K este coeficientul de proporţionalitate; K

= (2,8...4,0) x 10-2

, pentru metalele de la Pb la W, şi K = 0,1...0,4, pentru metalele cu

suprafeţe rugoase.

Kraghelski [22, 42, 43, 70] obţine pentru uzura liniară prin microaşchiere o relaţie

Page 23: Capitolul 2 RA

36

asemănătoare cu (2.23), din care rezultă că aceasta depinde de ascuţimea particulei

abrazive, de presiunea medie şi de duritate şi este independentă de coeficientul de

frecare.

Pentru oţeluri tratate termic, relaţia are forma:

HBHB1

pKI

0

mu

(2.24)

în care: HB0 este duritatea oţelului netratat termic; HB este duritatea metalului tratat;

este coeficient ce ţine seama de natura oţelului ( = 0... 1).

Fig. 2.18 Diagrama de variaţie a rezistenţei la uzare Ru în funcţie de duritatea materialului pieselor HB

şi a abrazivului HBa

Trebuie remarcat faptul că valoarea coeficientului de uzare prin abraziune în acest

caz este mai mare decât la uzarea adezivă, adică este mai mare probabilitatea producerii

uzurii prin aşchiere decât prin adeziune, dacă rugozităţile sunt abrazive. De asemenea,

volumul de material dislocat şi implicit intensitatea uzării prin abraziune sunt mai mari faţă

de cele de la uzarea prin adeziune.

Dependenţa dintre rezistenţa la uzare şi duritatea suprafeţelor respective este

prezentată în figura 2.18.

Dacă particulele abrazive dintre suprafeţele de frecare provin din exterior, ca

particule dure într-un curent de lichid, procesul poartă denumirea de uzare hidroabrazivă,

sau într-un curent de gaz - uzare gazoabrazivă.

Uzarea hidroabrazivă este rezultatul acţiunii particulelor abrazive - produse de

uzare sau impurităţi mecanice - antrenate de fluxul de lichid asupra pieselor cu care vin în

contact. Acest tip de uzare apare la mai multe piese sau subansambluri din construcţia

automobilelor, astfel: la pompele de apă, de ulei, de combustibil; la sistemele hidraulice de

acţionare a frânelor şi ambreiajului; la piesele servomecanismelor hidraulice sau la

hidroambreiaje.

Frecarea fluxului de lichid pe suprafeţele metalice, în prezenţa particulelor abrazive,

conduce, prin microşocuri şi efecte abrazive (producerea cavitaţiei), la distrugerea peliculei

de oxizi existente, favorizând uzarea corosivă. Uzarea hidroabrazivă este însoţită de multe

ori de deteriorarea pieselor prin eroziune.

Page 24: Capitolul 2 RA

37

Uzarea gazoabrazivă este rezultatul acţiunii particulelor dure (de cuarţ) antrenate de

fluxul de aer sau de gaze asupra unor piese cu care acestea vin în contact. Acest tip de

uzare este întâlnit la unele piese din instalaţia de admisie a M.A.I.. turbosuflante,

aeroterme, turbine cu gaze etc.

Uzarea de cavitaţie este procesul de distrugere a suprafeţelor în contact cu lichide în

mişcare cu viteză mare, când iau naştere fenomene şi procese mecanice (recondensarea

bulelor de vapori şi de gaze, care conduc la apariţia unor supratensiuni mari), chimice

(acţiunea oxigenului atomic), termice (acţiunea temperaturilor mari rezultate din

recondensarea vaporilor), electrice (diferenţă de potenţial dintre bulele de gaz şi lichid)etc.

Distrugerea prin cavitaţie poate apărea ca un proces de ecruisare, de formare de cavităţi

(ciupituri) sau de eroziuni adânci ale suprafeţelor, ultima formă fiind cea mai periculoasă,

deoarece, practic, este un proces de uzare hidroabrazivă. Acest tip de uzare este specific

rotoarelor de pompe, cilindrilor de motoare Diesel etc.

Datorită complexităţii fenomenului, şi în cazul uzării de cavitaţie s-au formulat mai

multe teorii, printre care: mecanică, a coroziunii, chimică instantanee, termochimică, a

turbulenţei etc. Teoria elaborată de Beeching [42, 43, 55], presupune că distrugerea

mecanică a straturilor de la suprafaţă are loc sub acţiunea repetată a unor impulsuri de

presiune, produse de spargerea bulelor (a cavitaţiei), cu forţe mari de impact pe

microzonele suprafeţei metalice. Oboseala stratului superficial şi producerea de ciupituri

prin cavitaţie poate avea un caracter pur mecanic sau este însoţit de un proces de

coroziune.

Începutul cavitaţiei se apreciază cu relaţia;

22

ccr

v2

1

ppsau

v2

1

pp

(2.25)

în care: cr este numărul cavitaţional critic; este numărul cavitaţional; p este presiunea

într-un punct oarecare; p este valoarea presiunii vaporilor; pc este presiunea vaporilor la

temperatura dată; este densitatea lichidului; v este viteza relativă.

Astfel, dacă: cr > sau pc < p, nu se produce cavitaţie, iar pentru cr < sau pc p

are loc fenomenul de cavitaţie.

Intensitatea uzării prin cavitaţie este exprimată prin relaţia: n

u vAI (2.26)

în care: v este viteza venei de fluid; A este coeficientul ce are valoarea (4,05...0); n este

indice, funcţie de viteza fluidului (n = 1.. .2,5).

2.3.3 Uzarea prin oboseală

Uzarea prin oboseală este rezultatul unor solicitări ciclice a suprafeţelor în contact,

urmate de deformaţii plastice în reţeaua atomică a stratului superficial, de fisuri, ciupituri

sau exfolieri.

Uzura prin oboseală apare, mai ales, sub formă de ciupituri (pitting) sau exfolieri

(spalling).

Page 25: Capitolul 2 RA

38

Prin cercetări experimentale, s-a constatat că piesele solicitate la sarcini armonice

sau alternante (simetrice sau asimetrice) "obosesc" fără ca să se poată observa urme de

deformaţii.

Uzarea prin oboseală este influenţată de o serie de factori, printre care: structura

materialelor cuplei de frecare, temperatură, tipul solicitării, concentrarea eforturilor,

frecvenţa solicitărilor variabile, dimensiunile pieselor etc.

Acest tip de uzare - întâlnit frecvent la multe piese din construcţia automobilelor -

este specific cuplelor de frecare prin rostogolire (rulmenţi) sau de rostogolire cu alunecare

(roţi dinţate).

Ciupiturile sunt forme ale uzurii prin oboseală a suprafeţelor unor cuple de frecare

cu contacte punctiforme sau liniare. Apare la încărcări ce produc deformaţii elastice, în

condiţii de lubrificaţie EHD şi se datorează oboselii straturilor superficiale în zona de

acţiune a tensiunilor tangenţiale maxime.

Distrugerea începe prin apariţia unor fisuri în stratul superficial în care pătrunde

uleiul, ce acţionând ca o pană, datorită presiunilor mari, dislocă material, formând mici

cratere (gropiţe, ciupituri). La acest tip de uzare sunt preponderente procesele de oxidare ce

se produc în straturile superficiale unde au apărut deformaţii plastice.

Numeroase cercetări au arătat că ciupiturile apar îndeosebi în cazul unor durităţi HB

< 350, după cel puţin 104cicluri.

După Barwell [30,43], numărul de cicluri după care apare pittingul este dat de

relaţia;

93cicl

1

N

1n

(2.27)

în care N este sarcina şi este efortul unitar mediu hertzian.

Există diferite păreri privind mecanismul de formare a gropiţelor, care, în unele

cazuri, pot rămâne la forma iniţială (pitting incipient), iar alte cazuri pot progresa ca formă,

adâncime şi număr, provocând distrugerea suprafeţei (pitting distructiv). Pittingul este

caracteristic flancurilor dinţilor, rulmenţilor şi fusurilor de cruci cardanice etc.

Fig. 2.19 Schema procesului de exfoliere la un contact de alunecare cu deformaţie plastică: A, B

– suprafeţele în contact; FN - forţa de apăsare normală; va - viteza de alunecare

Uzarea prin exfoliere (spallingul) constă în desprinderea de pe suprafeţele de

frecare a unor particule de uzură sub formă de solzi ca rezultat al oboselii substratului

suprafeţei de contact.

Mecanismul uzării prin exfoliere este următorul: în condiţiile deformării plastice

Page 26: Capitolul 2 RA

39

şi forţei tangenţiale de tracţiune (frecare) în cazul unui contact de alunecare, se

deformează stratul de sub urma de uzură, generându-se dislocaţii şi goluri (fig. 2.19),

Deformarea continuând, golurile se unesc şi rezultă o fisură paralelă cu suprafaţa de

frecare. Când fisura ajunge la o lungime critică, se foarfecă materialul dintre fisură si

suprafaţă, rezultând o particulă de uzură ca un solz (de circa 35 m lungime, 20 m

lăţime şi 10 - 15 m grosime).

În afară de tratamentul termic defectuos, exfolierea poate fi produsă şi prin unirea

gropiţelor vecine, de regulă, în prezenţa unor gradienţi ridicaţi de tensiune în aproprierea

suprafeţelor supuse la contacte hertziene periodice.

Uzarea prin exfoliere este tipică suprafeţelor de lucru a camelor arborelui de

distribuţie al motoarelor.

2.3.4 Uzarea prin coroziune

Uzarea prin coroziune constă în deteriorarea suprafeţei de frecare prin pierderea

de material (de greutate), ca urmare a acţiunii simultane sau succesive a agenţilor

chimici agresivi (care formează diferiţi compuşi cu metalul de bază) şi a solicitărilor

mecanice. Mecanismul uzării prin coroziune presupune corelarea efectului de coroziune

chimică şi a celui de coroziune mecanochimică.

Acest tip de uzare, care rezultă din îndepărtarea produşilor de coroziune de pe

suprafeţele de frecare, se manifestă atât în perioada de repaus - coroziune chimică, cât şi

în funcţionare -coroziune mecanochimică.

Rezultă că agenţii chimici solicită continuu suprafaţa de frecare, în timp ce

factorii mecanici (sarcini, vibraţii, şocuri etc.) vor avea o acţiune intermitentă.

În consecinţă, procesul uzării chimice se produce în două faze:

-formarea produşilor de coroziune pe cale chimică şi mecanochimică

-îndepărtarea produşilor de coroziune pe cale tribomecanică.

Coroziunea chimică reprezintă procesul de degradare a materialelor cuplei de

frecare în urma acţiunii chimice directe a mediului în care acesta se găseşte.

În funcţie de material, de solicitarea mecanică şi de natura agentului chimic,

procesul de uzare poate avea o evoluţie diferită. Astfel, evoluţia parabolică (fig. 2.20, a)

indică formarea unor straturi de reacţie aderente cu caracter de protecţie. Prin solicitări

mecanice, aceste straturi se pot deteriora, accelerând coroziunea şi implicit uzarea.

Evoluţia liniară (fig. 2.20, b) se referă la suprafeţele de frecare (metale, aliaje) la care

stratul de reacţie nu oferă substratului respectiv protecţia necesară în condiţii de repaus.

Uzarea prin oxidare constituie un caz particular al coroziunii. Prin acţiunea

oxigenului asupra suprafeţelor metalice, are loc un proces de degradare treptată a

cuplelor de frecare, contând în: adsorbţia oxigenului pe suprafeţe; difuzia acestuia în

straturi superficiale şi producerea simultană a deformaţiei plastice a metalului; formarea

peliculelor adsorbite pe cale chimică şi a peliculelor de soluţii solide prin combinaţiile

chimice ale metalului cu oxigenul; desprinderea acestora de pe suprafeţe în timpul

Page 27: Capitolul 2 RA

40

mişcării.

Fig. 2.20 Evoluţia proceselor de coroziune chimică în atmosferă activă (a) şi electrochimică (b)

Coroziunea electrochimică constă în reacţia dintre suprafeţele metalice în frecare

şi un electrolit, în urma căreia se formează combinaţii chimice complexe, însoţite de

trecerea curentului electric prin metalul corodat.

Cele mai frecvente procese de coroziune sunt de natură electrochimică, fiind

determinate de formarea unei pile electrice (fig. 2.21). Ca urmare a diferenţei de

potenţial dintre electrozii pilei formate în mediul electrolitic apos sau acid, ia naştere un

curent electric care iniţiază şi întreţine coroziunea electrochimică.

Fig. 2.21 Schema desfăşurării procesului de coroziune pe cale electrochimică

Coroziunea atmosferică este influenţată de temperatura, umiditatea şi de

periodicitatea ungerii. Diferenţa de potenţial dintre picătura de umiditate atmosferică şi

suprafaţa metalului ajunge până la valoarea U = 6V.

Coroziunea de contact apare la joncţiunea a două metale sau între un metal şi un

material nemetalic care au potenţiale staţionare diferite.

Coroziunea mecanochimică este procesul de modificare a suprafeţelor de frecare

în timpul funcţionării cuplei, ca efect al acţiunii simultane a mediului corosiv şi a

solicitărilor mecanice. După natura solicitărilor mecanice, se deosebesc:

- coroziune de tensionare, datorită solicitărilor statice;

- coroziune de oboseală, datoriţi solicitărilor periodice;

- coroziune tribochimică propriu-zisă, cauzată de solicitările de frecare.

Solicitările mecanice -nu iniţiază (declanşează) reacţii chimice. Ele provoacă, în

prealabil, modificări în starea suprafeţei sau în structura internă, care fac posibile sau

accelerează reacţiile chimice ale materialelor suprafeţelor de frecare cu mediul ambiant

respectiv.

Page 28: Capitolul 2 RA

41

Coroziunea prin frecare reprezintă ansamblul de procese mecanice, fizice,

chimice, termice şi electrice ce apar pe suprafaţa de contact a două piese, supuse

simultan atât acţiunii sarcinii normale cât şi unei mişcări vibratorii cu amplitudine mică

(min. 8x10-8

cm).

După natura procesului preponderent, distrugerea poate fi sub formă de uzură de

contact (fretting), când tensiunile mecanice sunt mari, şi prin coroziunea de contact

(coroziune fretting), când acţiunea corosivă a mediului este puternică. În practică, de

multe ori, acestea acţionează simultan, ceea ce duce la efecte puternic distructive.

Bazat pe teoria mixtă a coroziunii de fretare ca fiind un proces chimico - mecanic,

Uhlig [43] calculează greutatea pierdută prin acest tip de uzare cu relaţia:

c2c

12

1

0f hNNKN

KKNKU

(2.28)

în care: N este sarcina normală; Nc este numărul de cicluri; este frecvenţa oscilaţiilor;

h este amplitudinea oscilaţiilor; K, K0, K1, K2 sunt constante.

S-a constatat experimental că acest tip de coroziune nu poate fi îndepărtat prin

nici un fel de lubrifiant cunoscut până în prezent, apărând chiar şi la metale nobile sau

inoxidabile; totuşi, utilizarea unor lubrifianţi adecvaţi poate reduce efectele uzării de

fretare.

2.3.5 Uzarea de impact

Uzarea de impact apare atunci când împreună cu alunecarea sau rostogolirea are

loc şi un impact compus (componentele normale şi tangenţiale). Acest tip de uzare apare

pe flancurile roţilor dinţate, pe suprafeţele de lucru ale camelor etc. După unii autori

[29], uzarea de impact poate fi clasificată în două categorii: uzarea prin percuţie şi

uzarea prin eroziune.

În urma procesului de impact se modifică structura stratului superficial; se

formează microcratere şi microfisuri (până la 1 m), au loc desprinderi de material.

Intensitatea uzării depinde de mărimea impulsului şi de natura materialelor în

contact. Viteza de uzare se calculează cu relaţia:

HB

HK

dt

duVu

(2.29)

în care: este un coeficient ce caracterizează mărimea unghiului de impact; K este un

coeficient dependent de caracteristicile materialului: 2211 vmvmH (m1,2 sunt masele

corpurilor în impact; v1,2 sunt vitezele corpurilor); HB este duritatea materialului.

Pentru materiale tratate termic, relaţia (2.29) devine:

HBHBHB

HK

dt

duV

00u

(2.30)

unde: HB0 este duritatea materialului netratat, iar este coeficientul care depinde de

procentul de carbon.

Page 29: Capitolul 2 RA

42

2.3.6 Uzarea în condiţiile alunecării sacadate

Alunecarea sacadată apare atât în condiţiile frecării uscate cât şi a acelei limită sau

mixtă. În cazul frecării uscate, efectele de lipire şi dezlipire cu ruperi ale

microjoncţiunilor conduc la o uzare de tip adeziv la care se poate adăuga uzarea de tip

abraziv datorită rugozităţilor şi particulelor mai dure. În prezenţa lubrifiantului şi a unor

medii agresive, peste aceste tipuri de uzare se poate adăuga şi uzarea prin coroziune.

2.4 Mecanismul şi cauzele uzării

2.4.1 Mecanismul uzării

Uzura este rezultatul principal al procesului de uzare, ce se manifestă prin

modificarea caracteristicilor dimensionale şi de formă geometrică, precum şi a stării

iniţiale a suprafeţelor pieselor.

Ca urmare a procesului de uzare, proprietăţile fizico-mecanice ale straturilor

superficiale ale pieselor se modifică: În unele cazuri, duritatea superficială scade pe

măsură ce uzura creşte (exemplu la piesele cementate sau călite superficial), iar în alte

cazuri, duritatea creşte ca urmare a ecruisării, provocând o creştere treptată a fragilităţii

stratului superficial, ceea ce accelerează uzarea. Pe suprafeţele de lucru ale pieselor apar

urme de uzare (rizuri, zgârieturi), forma lor geometrică se transformă din cilindrică în

ovală sau conică, producându-se, uneori, încovoieri şi răsuciri.

Modificările dimensionale şi de formă geometrică duc la schimbarea caracterului

iniţial al ajustajului. La piesele asamblate cu ajustaj alunecător, uzarea se manifestă prin

mărirea jocurilor de la valoarea lor iniţială până la valoarea maximă admisibilă. În

condiţii de funcţionare defavorabile sau a lipsei întreţinerii, uzura apare şi la asamblările

cu strângere, (apar jocuri), ceea ce face ca rezistenţa mecanică a ansamblului respectiv

să se micşoreze.

Observaţiile asupra funcţionării cuplelor cinematice arată că, dacă se respectă

regulile de exploatare şi de întreţinere uzura acestora creşte uniform şi mărimea ei

depinde de tipul de exploatare a cuplelor respective.

Din analiza curbei evoluţiei în timp a uzurii (fig. 2.22), rezultă trei zone distincte

în care uzarea este fenomen predominant:

I - zona uzurii iniţiale (de rodaj);

II - zona uzurii normale (stabile, uniforme) sau perioada de funcţionare

normală;

III - zona uzurii distructive (de avarie).

În perioada uzării iniţiale (de rodaj), straturile superficiale rezultate din prelucrare

se modifică şi se stabilizează în timpul lucrului, datorită proceselor de natură mecanică

(ecruisări, aşchieri, transport de material etc), termofizică (înmuieri, topiri, difuzii ale

unor elemente cu temperatură joasă de topire etc), chimică (oxidări, formări de carburi şi

sulfuri etc.) şi electric; în funcţie de mărimea parametrilor exteriori ce acţionează asupra

cuplei de frecare, de proprietăţile materialelor în contact şi de lubrifiant, este

Page 30: Capitolul 2 RA

43

preponderent un proces de o anumită natură.

Fig. 2.22 Curba uzurii medii statice a unei piese în funcţie de timp:t1 -perioada de rodaj; t2-perioada

uzării normale; t3-uzarea de avarie

În urma prelucrărilor mecanice, suprafeţele de frecare ale cuplelor prezintă

diferite microneregularităţi (fig. 2.23), care la începutul funcţionării cuplei fac ca

suprafaţa reală de contact să fie foarte mică şi implicit presiunea să aibă valori ridicate

(fig. 2.23, a).

Fig. 2.23 Schema procesului de rodaj a două suprafeţe în contact: a - începutul rodajului; b -

încheierea rodajului; 1,2- suprafeţele în contact; FN - forţa de apăsare normală; va - viteza relativă

dintre cele două suprafeţe

După uzarea iniţială, planurile de referinţă e1 şi e2 ale celor două suprafeţe se

apropie cu distanţa d prin forfecarea proeminenţelor, prin deformarea lor sau prin

îndepărtarea asperităţilor.

După această apropiere cele două piese conjugate vor avea o suprafaţă portantă

mai mare, presiunea specifică scăzând în măsură importantă (fig. 2.23, b).

Atingerea unei stări de rugozitate optimă şi a jocurilor necesare bunei funcţionări

implică îndepărtarea unui anumit volum de material.

În perioada de rodaj, intensitatea procesului de uzare a pieselor este considerabilă,

viteza de uzare vu este descrescătoare iar uzura este crescătoare până la valoarea ur

(sfârşitul perioadei de rodaj).

Expresia analitică de calcul a uzurii este:

t

0

dttuu (2.31)

unde: u este uzura ce se exprimă în m sau în mm, iar când deformaţiile plastice sunt

Page 31: Capitolul 2 RA

44

relativ mici aceasta se exprimă în g sau mg; t este durata de exploatare, în ore, sau

parcursul, în km.

În zona I, variaţia uzurii are forma: n

I atu (2.32)

unde: a este o constantă experimentală; n este exponent (n 2).

Rodajul poate fi asemănat cu un proces de finisare în condiţii uşoare de

exploatare, în urma căruia suprafeţele de frecare se netezesc intens, iar jocul din cupla

cinematică ia valori apropriate de cele normale. Rodajul reprezintă o etapă obligatorie în

funcţionarea cuplelor în scopul corectării unor defecte de micro sau macrogeometrie a

suprafeţelor conjugate, rezultate în urma prelucrărilor mecanice.

Deoarece durata rodajului relativ lungă (50 - 60 h pentru M.A.I.), dar de o

importanţă deosebită pentru întreaga perioadă de exploatare a agregatului respectiv s-au

căutat soluţii pentru readucerea acestei perioade. Astfel, o metodă modernă de reducere

a perioadei uzurii iniţiale o constituie efectuarea rodajului chimic prin introducerea în

lubrifianţi şi combustibili a unor aditivi antigripanţi şi antiuzare.

Pe porţiunea AB a curbei din figura 2.22 se produce o uzură lentă şi practic

uniformă, care caracterizează evoluţia proceselor de uzare în timpul de exploatare

normală a cuplelor de frecare. Uzura creşte aproape proporţional cu timpul de

funcţionare a cuplei, ajungându-se la jocul maxim admisibil dintre piesele conjugate

(punctul B).

În zona a II-a, uzura creşte aproximativ liniar şi se poate exprima cu relaţia

cKtuII (2.33)

în care: k = tg u este valoarea vitezei (intensităţii) de uzare; c = u - kt (u este valoarea

medie a uzurii, iar t este valoarea medie a parcursului sau timpului).

Coeficientul k se poate exprima sub forma:

t

ucrk

(2.34)

unde: rc este coeficientul de corelaţie (pentru fusuri manetoane rc = 0,72.. .0,82, iar

pentru fusuri paliere rc = 0,64...0,92); u şi t sunt abaterile standard ale uzurii şi,

respectiv, ale timpului sau parcursului.

Uzura în perioada de funcţionare normală poate fi scrisă şi sub forma:

rII ttbu (2.35)

unde: tr- este timpul sau parcursul corespunzător terminării rodajului; t este timpul sau

parcursul la un moment dat; b este constantă care caracterizează intensitatea uzurii.

Pentru creşterea perioadei de funcţionare normală, se poate acţiona asupra factorilor

constructivi, care influenţează intensitatea uzării (materiale, tratamente, tehnologie de

fabricaţie); de exploatare, iar la reparaţii, trebuie aplicate acele metode care să micşoreze

jocul ajustajului până la valoarea admisibilă (jocul optim).

În practică, de multe ori, exploatarea normală a unui organ de maşină începe

înainte de a se fi efectuat, rodarea lui completă (A') şi se termină mai târziu decât o cere

starea lui tehnică (B'). Punctul B' (v. fig. 2.22) coincide, de cele mai multe ori, cu o

Page 32: Capitolul 2 RA

45

defecţiune accidentală.

Evoluţia uzurii depinde - printre altele - de dimensiunile pieselor cuplei de

frecare. Astfel, uzura relativă este cu atât mai lentă, cu cât raza fusului (lagărului) este

mai mare. Acelaşi lucru de întâmplă şi în cazul cilindrilor, uzura scăzând pe măsură ce

creşte alezajul.

Rezultă că, în condiţii identice de lucru, cuplele de frecare de dimensiuni reduse

se vor uza mai repede decât cele de dimensiuni mari.

Perioada de funcţionare normală a cuplelor de frecare este urmată de zona uzurii

distructive sau de avarie, caracterizată printr-o creştere rapidă a uzurii, favorizată de

creşterea jocului dintre piesele conjugate peste limitele admisibile, ceea ce conduce la o

funcţionare anormală (apar şocuri, bătăi, zgomote, ungere insuficientă etc.). Toate aceste

fenomene indică necesitatea scoaterii din funcţiune a cuplei respective, deoarece

depăşindu-se uzura limitată (punctul B), viteza de uzare creşte rapid, în orice moment

piesele componente se pot distruge.

În această zonă (III), legea de variaţie a uzurii se poate scrie sub forma:

mlimm ttdu (2.36)

unde: tlim este durata sau parcursul limită la care trebuie introdusă în reparaţie cupla

cinematică în scopul refacerii ajustajului iniţial; t este timpul sau parcursul la un moment

dat: d este coeficient experimental; m este un exponent (m 2).

Durata maximă de exploatare normală tlim, căreia îi corespunde ulim se poate

exprima astfel:

u

rr

u

limlim

tg

ui

tg

ut

(2.37)

Vitezele de uzare corespunzătoare celor trei zone distincte vor fi:

aIIIazonapentruttmd

aIIazonapentrubsauk

Izonapentrunat

dt

duv

1mlim

1n

u (2.38)

2.4.2 Cauzele uzării

Uzarea reprezintă degradarea straturilor superficiale ale elementelor cuplelor de

frecare, fenomen ce se concretizează fie prin pierdere de material, fie prin deformare

plastică a suprafeţelor în contact.

Atât desprinderea de material cât şi modificarea stării iniţiale a suprafeţelor sunt

datorate numeroaselor fenomene şi procese de natură mecanică, termică, electrică,

chimică etc, a căror acţiune practic este greu de separat. Cauzele uzărilor depind de

fenomenele predominate ce au loc între suprafeţele în contact ale unei cuple de frecare,

la funcţionarea acesteia (v. şi paragraful 2.3).

Fenomenele mecanice contribuie cu ponderea cea mai mare la uzarea rapidă a

suprafeţelor, iar tipul caracteristic acestei clase de fenomene este abraziunea. De fapt,

Page 33: Capitolul 2 RA

46

uzarea abrazivă, deşi este un proces de mare intensitate, durează efectiv puţin timp, după

care apar în proporţii din ce în ce mai mari uzarea de adeziune, uzarea chimică etc.

În funcţionarea unei cuple de frecare, pierderea de material în unitatea de timp u

(indicele de intensitate a uzării) este caracterizată prin corelaţia dintre parametrii

exteriori Q, interiori M şi de interacţiune I, adică:

I,M,Quu (2.39)

Aşadar, uzarea suprafeţelor de frecare ale cuplelor cinematice este cauzată de

fenomenele tribologice ce au loc în zona contactului pieselor conjugate, de tipul frecării,

precum şi de parametrii interiori, exteriori, exteriori şi de interacţiune ai tribosistemului

(v. şi paragraful 2.5).

2.4.3 Scăderea capacităţii de lucru a automobilelor

Aprecierea calitativă a automobilelor se face prin compararea indicilor de

exploatare realizaţi cu cei proiectaţi. În cursul exploatării automobilului, calităţile

iniţiale ale pieselor componente (formă, dimensiuni, material etc), prescrise în

documentaţia tehnică şi respectate la fabricaţie, se modifică datorită procesului de uzare.

Prin urmare, cauza principală a înrăutăţirii caracteristicilor tehnico - funcţionale şi deci a

scăderii productivităţii şi economicităţii automobilelor în exploatare este uzura pieselor.

Principalele cauze care determină scăderea capacităţii de lucru a automobilelor

sunt de natură constructivă, tehnologică, metalurgică şi de exploatare (fig. 2.24).

În practică, în afară de uzarea normală, apar şi diferite deteriorări ale pieselor care

pot fi considerate ca forme particulare ale uzurii. Aceste deteriorări pot fi de natură

mecanică sau termochimică (fig. 2.25) şi se manifestă după un anumit timp mai scurt sau

mai lung de exploatare. Din această categorie fac parte ruperile la oboseală, spărturile,

deformaţiile termice etc.

Asemenea defecte apar arunci când, în urma uzării, dimensiunile pieselor se

modifică peste limitele care mai asigură o funcţionare normală, permiţând apariţia unor

solicitări suplimentare sau cauzate de alţi factori (defecte de material, dimensionări

greşite etc).

După cum rezultă din practică, atât deteriorările cât şi uzurile premature se

datorează în mare parte nerespectării normelor de întreţinere şi exploatare a

automobilelor. Ele pot fi prevenite prin aplicarea riguroasă a regulilor de deservire

tehnică şi a reparaţiilor prevăzute în mod planificat.

2.5 Parametri caracteristici şi ecuaţiile uzurii

Fabricarea organelor de maşini din construcţia automobilelor cu o durabilitate cât

mai mare şi implicit o siguranţă optimă în exploatare face necesar un calcul al

comportării lor la uzură, încă din etapa de proiectare. Procesul de uzare - dependent de

timp - trebuie să se reprezinte într-o relaţie determinantă cu materialele cuplei de frecare

Page 34: Capitolul 2 RA

47

şi cu parametrii de exploatare, exprimând matematic transformările intervenite în

funcţionare.

Dacă se cunoaşte legea elementară a uzării care leagă intensitatea uzurii liniare de

condiţiile exterioare ale frecării (sarcină, viteză, lubrifiant etc.) şi de parametrii care

caracterizează proprietăţile materialelor cuplei de frecare, se poate determina

repartizarea sarcinilor şi deci uzura acestora după diferite perioade de funcţionare.

Fig. 2.24 Cauzele scăderii capacităţii de lucru al automobilelor

Datorită complexităţii fenomenului de frecare - uzare, la stabilirea parametrilor şi

Page 35: Capitolul 2 RA

48

relaţiilor de calcul al uzurii, s-au acceptat o serie de ipoteze simplificatoare, încercându-

se să se extindă concluziile obţinute pentru cuple cinematice simple la cuple de frecare

mai complexe. Totodată, având în vedere caracterul statistic al fenomenului, s-au obţinut

relaţii de calcul ale uzurii prin prelucrarea statistică a unui număr suficient de date

experimentale.

Fig. 2.25 Deteriorările pieselor automobilelor

2.5.1 Parametrii caracteristici

Uzura poate fi apreciată printr-o serie de parametrii caracteristici cum sunt:

intensitatea uzării; coeficientul de uzare; volumul de material uzat; numărul de cicluri la

care apare uzura etc. (v. şi tabelul 2.5). Cel mai frecvent se utilizează intensitatea uzării,

care poate fi liniară, Ih gravimetrică Ia şi energetică I.

Intensitatea uzării Iu este definită prin volumul de material desprins de pe o unitatea

de suprafaţă aparentă pe unitatea de lungime de frecare. Analitic, acest lucru se exprimă

prin relaţia:

fau

LA

VI

(2.40)

în care; V este volumul de material desprins; Aa este aria aparentă unitară; Lf este

distanţa de frecare unitară.

Dacă h este grosimea medie a stratului uzat, desprins de pe aria aparentă de

contact (h = V / Aa), intensitatea uzării liniare Ih se poate scrie:

fh

L

hI

(2.41)

În acelaşi mod se defineşte intensitatea uzării gravimetrice, ca fiind greutatea

materialului îndepărtat de pe unitatea de suprafaţă aparentă, pe unitatea de drum de

frecare:

faq

LA

qI (2.42)

unde q este calitatea de material înlăturat prin uzare.

În unele cazuri, pentru calculul uzurii, este raţional să se utilizeze intensitatea

Page 36: Capitolul 2 RA

49

energetică a uzării, care - prin definiţie - reprezintă volumul de material îndepărtat de pe

suprafeţele în frecare, raportat la unitatea de lucru mecanic de frecare, adică:

fff LF

V

W

VI (2.43)

Analizând relaţiile (2.41), (2.42) şi (2.43), rezultă că:

hq II (2.44)

şi

f

ah

F

AII (2.45)

unde este greutatea specifică a materialului uzat.

2. 5.2 Ecuaţiile de bază ale uzurii

Deoarece uzura nu se produce decât pe arii reale, s-a definit intensitatea specifică

volumetrică de uzare ih prin volumul stratului uzat de pe suprafaţa reală de contact, pe o

distanţă egală cu diametrul microzonei de contact:

1rh

lA

Vi

(2.46)

unde: Ar este aria de contact; l1este distanţa de alunecare.

De asemenea, uzura specifică gravimetrică iq reprezintă cantitatea se substanţă

uzată (q = V) şi îndepărtată de pe suprafaţa reală de contact pe o distantă de alunecare

l1, egală cu diametrul petei de contact, adică:

31r

qcm

g

lA

qi (2.47)

Acceptând principiul lui Rebinder (lucru mecanic de frecare este proporţional cu

duritatea) [28], se stabileşte dependenţa dintre uzura de greutate Iq sau liniară Ih şi

uzurile specifice:

r

nq

n

rqq

P

Pi

A

AiI (2.48)

şi

r

nh

n

rhh

P

Pi

A

AiI (2.49)

unde: Ar este aria reală de contact; An este aria nominală de contact; Pn este presiunea

nominală; Pr este presiunea reală.

Ultimele două relaţii stau la baza determinării intensităţii procesului de uzare; ele

arată că intensitatea uzării este proporţională cu raportul dintre suprafaţa de contact reală

şi una netedă, funcţia de penetrare este de forma [43]; 1b (2.50)

în care: = h / hmax este penetraţia relativă; h este adâncimea de penetraţie; hmax este

înălţimea maximă a asperităţilor; b1 şi sunt constante care depind de gradul de finisare

Page 37: Capitolul 2 RA

50

(b1 = 1.., 16; = 2...3; de exemplu pentru suprafeţele rodate b1 = 3 şi = 2).

În aceste condiţii, volumul de material uzat poate fi exprimat prin relaţia:

umax

11

u Ah1

bV

(2.51)

în care: Vu = Vonf (Vo este volumul de material uzat pentru o singură joncţiune); nf- este

numărul interacţiunilor care provoacă erodarea materialului,

Înlocuind valoarea lui Vu din (2.51) în (2.46) şi (2.47), rezultă:

dn1

hi

f

maxh

şi (2.52)

dn1

hi

f

maxq

Ţinând seama de relaţia (2.33) se obţine:

r

n

f

max

n

r

f

maxh

P

P

dn1

h

A

A

dn1

hI

(2.53)

Relaţia (2.53) reprezintă ecuaţia generală a uzării, obţinută de Kraghelski pornind

de la contactul real al unor suprafeţe rugoase.

Prin particularizarea relaţiei precedente, se obţin intensităţile de uzare pentru

anumite tipuri caracteristice de uzare (de microaşchiere, de deformare elastică şi de

deformare plastică).

Parametrii caracteristici pentru anumite tipuri de uzare precum şi expresiile

analitice corespunzătoare acestora sunt prezentate în tabelul 2.5

Parametrii caracteristici şi expresiile analitice pentru anumite tipuri de uzării Tabelul 2.5 Denumirea parametrului

(legii) caracteristic(e)

Expresia analitică Semnificaţia parametrilor

I. Uzarea prin adeziune

1.Coeficientul uzurii adezive, Ke

2.Volumul de material uzat, Vu

3. Intensitatea uzării

fme Lp

uK

;

tvFKV aNen ;

iar

HB3/kp/kK acae

tvL af

m''c

'cu pKNKI

u este grosimea stratului uzat; pm

şi pc sunt presiunile medii de

contact şi de curgere a

materialului mai moale; va şi t –

viteza relativă de alunecare şi

timpul; HB este duritatea

materilului; Kc şi ka sunt constante

experimentale; N este sarcina

II. Uzarea de abraziune

1. Intensitatea uzării materialelor

pure, iu

2. Intensitatea uzării oţelurilor

tratate termic, Iu

3. Rezistenţa la uzura abrazivă a

materialelor tehnice pure şi a

oţelurilor recoapte, Ru

HB/pkd/di msuu

]HBHB)1/[(pkI 0mu

cpu u/uHBCR

k este un coeficient de

propor’ionalitate, k = 0,1...0,4

(Pb=>W); Hb şi HB0 sunt

durităţile metalului pur (oţelul

tratat sau netratat termic); este

un coeficient; = 0...1, ce creşte

cu conţinutul de carbon; up şi ue

sunt uzurile liniare ale piesei şi

etalonului; C şi C1 sunt coeficienţi

Page 38: Capitolul 2 RA

51

4. Rezistenţa la uzura abrazivă

oţelurilor călite şi revenite, 'uR

)HBHB(CRR 01u'u

de proporţionalitate; Ru şi HB0

sunt rezistenţa la uzură şi

duritatea în stare recoaptă

III. Uzura de cavitaţie

1. Intensitatea uzării prin cavitaţie nu vAI

A este un coeficient egal cu

4,0...10; v este viteza fluidului; n

este indicele funcţie de viteza

fluidului (1...2,5)

IV Uzarea ptin oboseală şi prin imbătrânire

1. Limita de rezistenţă la

oboseală, 1 a materialelor;

2. Numărul de cicluri la care

apare pettingul

3. Viteza de descompunere a

martensitei la îmbătrânire

4. Legea îmbătrânirii materialelor

(R. Haviland)

r01 k

)(285,0][ cr1

)(25,0][ cr1

93

Ncicl /1F/1n

)RT/Uexp(10nv 19

E/U"

0 ctklnln

r şi c sunt rezistenţele statice de

rupere şi curgere ale materialului;

k0 este coeficient experimental

care pentru oţeluri are valoarea k0

= 0,5;

n este numărul cristalelor de

carbură din aliajul Fe-C; v este

viteza de descompunere;

U este energia de activare a

descompunerii egală cu 33

kcal/mol;

şi 0 sun rezistenţele

momentană şi iniţială ale

materialului; kn este parametrul ce

depinde de material şi de

dimensiunile defectelor; U şi E

sunt energiile de activare şi de

reacţie; t este timpul

V. Uzarea prin coroziune

1. Numărul de focare de

coroziune de pe tabla de caroserie

auto, nf.

2. Mărimea suprafeţei tablei

atacată de coroziune, Sc.

3. Masa pierdută prin coroziune

de contact, Uf.

tf enn 07

)13,3( eSS oc

cc

iof hNNKN

KKNKU 22

1

)(

n0 este numărul iniţial al focarelor

ir t este durata observaţiilor;

S0 este suprafaţa iniţială atacată

prin coroziune;

N este sarcina normală;

Nc este numărul de cicluri;

şi h frecvenţa şi amplitudinea

oscilaţiilor; K,k0,K1,K2 sunt

constante

VI Uzarea prin impact

1.Viteza uzării de impact, Va;

2. Viteza uzării de impact pentru

materiale tratate termic 'aV

HB

HK

dt

duVa

HBHBHB

HK

dt

duVu

00

este un coeficient ce

caracteriuează mărimea unghiului

de impact; K este un coeficient de

pendent de caracteristicile

materialului; 2211 vmvmH

)m1,2 sunt masele corpurilor în

impact; v1,2 sunt vitezele

corpurilor); HB este duritatea

materialului; HB0 este duritatea

Page 39: Capitolul 2 RA

52

materialului netratat; coeficient

dependent de procentul de carbon

2.6 Factorii care influenţează uzarea pieselor

Fig. 2.26 Factorii care influenţează uzura pieselor

Caracterul şi mărimea uzării sunt influenţate de un număr mare de factori de

natură constructivă şi tehnologică, de exploatare, de material, de calitatea

combustibilului şi lubrifiantului etc. (fig. 2.26). Rezistenţa la uzare a pieselor este

determinată de măsura în care, la proiectare, la fabricare sau reparare şi în exploatare, se

Page 40: Capitolul 2 RA

53

ţine seama de aceşti factori. În cele ce urmează se va analiza influenta principalilor

factori asupra uzării pieselor automobilelor.

2.6.1 Calitatea materialului, structura şi duritatea lui

Calitatea materialelor utilizate la fabricarea sau repararea pieselor şi tratamentele

termice ce li se aplică sunt determinate de condiţiile de funcţionare ale acestora şi de

necesitatea de a asigura o durabilitate cât mai mare. De aceea, la alegerea materialelor

cuplelor de frecare, trebuie să se ţină seama atât de rezistenţa mecanică în condiţiile de

funcţionare ale pieselor cât şi de comportarea lor la uzare.

Compoziţia chimică şi structura metalografică a materialelor folosite pentru

obţinerea diverselor cupluri de frecare prezintă un rol important în toate procesele de

uzare. Toate tipurile de uzări afectează materialul din punct de vedere al proprietăţilor

sale. Dat fiind complexitatea procesului de uzare şi nivelul fizic, mecanic şi chimic la

care se desfăşoară, materialul va fi angrenat în aceste fenomene până la scara

constituenţilor şi a structurii lui metalografice.

Particularităţile mai importante ale constituenţilor metalografici şi ale reapariţiei

lor în structură, care intervin în procesele de uzare, sunt: microduritatea, forma

cristalelor, omogenitatea distribuirii în structură, sudabilitatea între ei sau cu alte faze,

temperaturile lor de topire sau înmuiere, rezistenţa la acţiunea corosivă a diverşilor

agenţi chimici, rezistenţa la oboseală etc.

Majoritatea pieselor care alcătuiesc cuplele de frecare din construcţia

automobilelor sunt executate din fontă şi oţeluri.

Fontele sunt formate dintr-o fază metalico - feroasă, cu duritate relativ ridicată, şi

două faze cu proprietăţi antigripante: una grafitică şi alta metalică - eutecticul fosforos.

Rezistenţa la uzură a pieselor din fontă depinde în cea mai mare parte de conţinutul de

carbon şi de uniformitatea distribuirii acestuia. Grafitul din fontă are, de obicei, formă

lamelară şi este un component foarte moale, jucând un dublu rol; pe de o parte

micşorează rezistenţa la uzură a fontei, iar pe de altă parte, ca rezultat al uzării, creează

pe suprafeţele în frecare o acţiune de lubrificare.

Mărirea rezistenţei la uzură a fontelor se obţine nu numai prin modificarea

structurii (adaos de Si şi Mn) ci şi prin alierea lor (Cr, Ni, Mo, Ti, V, Al etc.) şi chiar

prin aplicarea tratamentelor termice şi termochimice corespunzătoare.

Principalele criterii pentru utilizarea unui anumit tip de fontă pentru construcţia

cilindrilor şi segmenţilor M.A.I. sunt: compoziţia, structura şi duritatea. Condiţia impusă

fontei pentru cilindrii şi segmenţi, de a prezenta o structură perlitică sau sorbitică,

depinde în mod esenţial de conţinutul de Si şi C.

Page 41: Capitolul 2 RA

54

Compoziţia chimică şi duritatea a trei tipuri de fonte experimentale centru cămăşi

de cilindru de la M.A.I.

Tabelul 2.6 Tipul

fontei

Comoziţia chimică % Duritatea

HB C Si Mn Cr Cu V S P Mo

I 3,2...3,4 2,2...2,4 0,6...0,9 0,15...0,24 - 0,1...0,2 0,1max 0,5max - 240*

II 3...3,3 1,9...2,2 0,6...0,9 0,25...0,4 0,4...0,6 - 0,12max 0,25max - 256*

III 3...3,2 1,7...2 0,4...0,55 0,15...0,2 - - 0,1max 0,25...0,55 0,35...0,45 235*

* netratate

Compoziţia chimică şi duritate a trei tipuri de fonte experimentale pentru segmenţi

Tabelul 2.7 Tipul fontei Compoziţia chimică % Duritatea

HB C Si Mn Cr S P

I 3,84 2,87 0,56 - 0,035 0,32 220

II 3,64 2,55 0,48 - 0,065 0,30 235

III 3,08 2,78 0,78 0,20 0,020 0,24 210

*obţinute prin analiză chimică

Proporţii mai mici de carbon decât cele indicate (tab. 2.6 şi 2.7) conduc la

formarea fisurilor, retasurilor şi suflurilor în semifabricat, iar depăşirea limitei

superioare implică riscul producerii unei fonte prea moi, cu ferită liberă în structură

perlitică, componentul cel mai susceptibil la uzura termică şi gripaj. Respectarea cu

stricteţe a proporţiilor de siliciu este impusă de rolul său de bază, acela de element

grafitizant. De asemenea, combinaţiile manganului cu sulful sunt favorabile atât pentru

proprietăţile antifricţiune, cât şi pentru mărirea rezistenţei la uzare a fontei pentru

cilindrii motoarelor.

Fontele pentru segmenţi trebuie să prezinte o duritate mai redusă cu circa 20 HB

faţă de aceea a materialului cilindrului cu care va lucra în pereche.

Pentru anumite cuple de frecare cu suprafeţele foarte fin prelucrate (exemplu,

pistonaş -cilindru de la pompele de injecţie), se utilizează oţelurile hipoeutectice

cementate sau călite. De felul cum se distribuie cementita în material după tratamentul

termic depind atât unele proprietăţi mecanice importante ale oţelului, cât şi comportarea

structurilor respective în procesele de uzare şi gripaj.

Structura şi conţinutul de carbon al oţelului au o influenţă deosebită asupra

rezistenţei la uzură a piesei respective (fig. 2.27). Din analiza figurii 2.27 se observă că

structura martenistică, cu conţinut ridicat de carbon prezintă cea mai bună rezistenţă la

uzură.

Fig. 2.27 Comportarea la uzură a oţelurilor în funcţie de conţinutul de carbon şi se structura

metalografică: 1- ferită; 2 - perlită; 3 - sorbită; 4 - trostită; 5 - martensită.

S-a constatat experimental că parametrul determinat asupra rezistenţei la uzură a

Page 42: Capitolul 2 RA

55

elementelor cuplei de frecare este duritatea suprafeţelor. Astfel, în structura oţelurilor

durificate prin procese termochimice, vor fi prezenţi compuşii specifici, ca nitrurile date

de azot cu diferite elemente de aliere care intră în compoziţia chimică a metalului.

Nitrurile stabile ale acestor elemente de aliere (Cr, Mo, V, Al etc), se separă în structură

în stare de înaltă dispersie şi imprimă materialului duritate şi rezistenţă mecanică

ridicate. În acest fel, duritatea materialului conduce la mărirea rezistenţei la uzură a

pieselor cuplei de frecare (fig. 2.28).

Fig. 2.28 Comportarea la uzură a oţelului carbon în funcţie de duritate

Pentru asigurarea unei durabilităţi corespunzătoare, trebuie să se acorde o atenţie

deosebită alegerii cuplului de materiale a pieselor conjugate. În cazul materialelor

identice supuse frecării, transformarea uzării de contact într-un proces violent de gripaj

este mult mai intensă, datorită faptului că aceste materiale se pot suda cu uşurinţă,

prezentând aceeaşi tendinţă de deformare.

Din acest motiv, se aleg cupluri de frecare din materiale diferite, de exemplu, oţel

- fontă, utilizat pentru cupla camă - tachet, sau oţel - aliaj antifricţiune, specific cuplei

fus - lagăr din construcţia motoarelor.

Practica a arătat că prezenţa incluziunilor dure măreşte rezistenţa la uzura de

contact a aliajelor antifricţiune, deoarece - acestea rămânând mai în relief în suprafaţa

activă - frecarea se va face între aceste microparticule dure şi suprafaţa piesei conjugate,

care, de asemenea, prezintă duritate ridicată (exemplu, fus de oţel - cuzinet căptuşit cu

aliaj antifricţiune). Particulele moi din structură reprezintă însă faza antigripantă a

aliajului, mărind în acelaşi timp capacitatea de incrustabilitate a aliajului faţă de

particulele abrazive, ceea ce conduce la o comportare mai bună la uzarea abrazivă. S-a

constatat experimental că factorii care îmbunătăţesc proprietatea de încorporare a

particulelor dure provenite din praf în procesul de ardere al M.A.I., produse asfaltoase,

particule de uzură etc, acţionează negativ asupra rezistenţei la oboseală a aliajului. Din

aceste motive, se recomandă, ca, la cuplurile de frecare solicitate dinamic (exemplu,

lagărele motoarelor termice), să se pună accentul nu pe proprietăţile de încorporare, ci

pe filtrarea riguroasă a lubrifiantului care vehiculează aceste particule străine.

La alegerea materialelor pentru piesele conjugate, trebuie avut în vedere ca

acestea să fie cât mai apropriate din punct de vedere electrochimic, astfel încât tendinţa

lor la uzare prin coroziune să fie cât mai redusă.

Page 43: Capitolul 2 RA

56

2.6.2 Calitatea suprafeţelor pieselor în frecare

Starea de denivelare a suprafeţelor, cunoscută sub denumirea de microgeometrie a

acestora, prezintă două aspecte importante. Unul se referă la microgeometria pe care o

au suprafeţele de frecare în stare iniţială, iar al doilea priveşte microgeometria specifică

în condiţiile căreia cupla de frecare funcţionează în mod normal.

Microgeometria iniţială rezultă din procesul de prelucrare, în general, prin

aşchiere, a suprafeţelor şi influenţează funcţionarea iniţială (de rodaj) a cuplei.

Microgeometria specifică rezultă din funcţionarea cupei de frecare în perioada de rodaj,

în anumite condiţii de lubrificaţie.

Microgeometria suprafeţelor de frecare apare în două forme: rugozitatea, care se

referă la denivelările caracterizate prin vârfuri şi adâncituri apropriate (fig. 2.29, a), şi

ondulaţiile, caracterizate prin proeminenţe şi adâncituri mai distanţate (fig. 2.29, b).

Microgeometria rugoasă, se datorează procesului de aşchiere, fineţea acestuia depinzând

de structura materialului şi de tipul prelucrării (strunjire, rectificare etc). Ondulaţiile se

datorează vibraţiilor maşinii - unelte şi stau într-o oarecare dependenţă faţă de gradul de

rugozitate cu care se prelucrează suprafaţa respectivă.

În cazul microgeometriei specifice, gradul de rugozitate rezultă din împerecherea

de materiale care alcătuiesc cupla de frecare şi se produce prin procesul combinat de

forfecare a microasperităţilor, de zgâriere şi de acţiunea abrazivă a particulelor provenite

din procesul de uzare. La acestea se mai adaugă şi procese de uzare datorate

impurităţilor dure din lubrifiant. Denivelările microgeometrice specifice (ondulaţiile)

apar ca urmare a vibraţiilor fusurilor, deci în cazuri de funcţionare defectuoasă a cuplei

fus - lagăr.

Un aspect cantitativ al rugozităţii suprafeţei îl reprezintă cupla de portanţă a

profilului (v. paragraful 2.2). Din dorinţa de a spori capacitatea portantă a apărut

tendinţa de a finisa în măsură tot mai mare aceste suprafeţe. Practic, s-a constatat, însă,

că suprafeţele superfinisate nu sunt întotdeauna şi cele mai avantajoase, din cauza

fenomenelor de adeziune moleculară, a gripărilor care se produc cu mai multă uşurinţă.

Aşadar, netezimea mare a suprafeţelor prezintă o capacitate redusă de reţinere a uleiului,

favorizând procesele de adeziune moleculară ce conduc la gripări. În acelaşi timp

suprafeţele cu rugozităţi mari înrăutăţesc ungerea datorită întreruperii peliculei de

lubrifiant de către vârfurile microasperităţilor. Prin urmare, este necesară o anumită

rugozitate optimă a suprafeţelor cuplei de frecare. Aceste aspecte au fost observate în

procesul de rodaj al motorului de automobil când s-au produs numeroase gripări. Efectul

rugozităţii segmenţilor asupra rodajului motorului (fig. 2.30) arată că, în cazul unei

rugozităţi de 0,2 m (curba 1), procesul de rodaj se realizează mult mai greu decât în

cazul unei rugozităţi de 1 m (curba 2).

Page 44: Capitolul 2 RA

57

Fig. 2.29. Microgeometria suprafeţelor circulare Fig. 2.30. Efectul rugozităţii segmenţilor

(I) şi plane (II), obţinută în urma prelucrărilor asupra rodajului la motor experimental,

mecanice: a – rugozitate; b – ondulaţii exprimat prin consumul de lubrifiant:

a – segmenţi obişnuiţi; b – segmenţi cromaţi;

1- rugozitatea R%; =0,2 m; 2 - rugozitatea R%; =2 m

Un alt aspect al fazei iniţiale de funcţionare a cuplelor de frecare derivă din

necesitatea de a corecta prin rodaj defectele geometrice şi abaterile de la coaxialitate ale

suprafeţelor conjugate. Această corecţie se obţine mai uşor dacă rugozitatea de

prelucrare este puţin mai mare, deoarece, în acest caz, cantitatea de material care trebuie

îndepărtată este mai mică şi deci durata rodajului devine mai scurtă.

Aşadar, procesul de rodaj, din punctul de vedere al calităţii suprafeţelor, depinde

de raportul dintre rugozitate şi macrodefecte, adică de raportul dintre microgeometria şi

macrogeometria suprafeţelor în frecare.

Calitatea prelucrării suprafeţelor joacă un rol important şi în ceea ce priveşte

uzarea prin coroziune. Valori mari ale rugozităţii favorizează, în anumite condiţii,

apariţia şi dezvoltarea elementelor corosive.

Calitatea suprafeţei este dată de microstructură, adică de gradul de deformare al

stratului superficial precum şi de tensiunile interne rezultate în urma prelucrărilor

mecanice. Având în vedere că forţa de frecare acţionează la nivelul acestui strat al

metalului, rezistenţa la uzură depinde în mare măsură de proprietăţile acestuia. Analizele

metalografice arată că, în urma prelucrării, în stratul superficial au loc anumite

modificării ale acestuia, care conduc, în anumite cazuri, la creşterea durităţii, dar şi a

tensiunilor interne remanente. Acest lucru duce la micşorarea rezistenţei la oboseală a

materialului, mai ales în cazul sarcinilor periodice.

Page 45: Capitolul 2 RA

58

2.6.3 Calitatea combustibililor şi lubrifianţilor

Combustibilii utilizaţi la funcţionarea motoarelor de automobil exercită o acţiune

corosivă asupra pieselor motorului cu care intră în contact direct. Această acţiune se

datorează proceselor chimice şi electrochimice, cauzate de prezenţa în combustibili a

unor compuşi chimici acizi sau alcalini, care pot apărea în urma pătrunderii în pelicula

de lubrifiant a produselor de ardere a combustibilului.

Sulful din combustibil manifestă o intensă acţiune corosivă asupra pereţilor

cilindrilor, intensificând uzura motorului (fig. 2.31). Prin pătrunderea combustibilului ce

conţine sulf în uleiul de motor, se accelerează degradarea acestuia prin îmbătrânire,

creşte aciditatea şi indicele de cocs, se măresc depunerile de calamină pe pistoane, în

canalele segmenţilor, şi pe cilindrii motorului.

Fig, 2.31 Influenţa conţinutului de sulf din combustibil asupra uzurii motorului:

a - curba de creştere a uzurii; b - uzurile diferitelor piese ale motorului; 1 - tachet; 2 - bolţul

pistonului; 3 - scaunul supapei; 4 - cămaşa de cilindru

S-a constatat că acţiunea corosivă a compuşilor sulfului este funcţie de

temperatură (fig. 2.32), zonele de uzură maximă corespunzând punctelor celor mai reci.

De asemenea, oxizii şi acizii reacţionează şi cu lubrifiantul utilizat, formând compuşi

organici consistenţi, care aderă pe suprafaţa de lucru a cilindrului sub acţiunea gazelor

fierbinţi, producând uzarea adezivă şi abrazivă a cilindrului.

Fig. 2.32 Influenţa temperaturii apei de răcire asupra uzurii motorului cu aprindere prin scânteie

La M.A.C., prin creşterea acidităţii motorinei, se măreşte uzura pistonului plonjor

al pompei de injecţie şi se intensifică depunerile de calamină, ceea ce conduce la mărirea

gradului de uzare abrazivă a pieselor motorului.

Prezenţa în combustibil a impurităţilor mecanice este foarte dăunătoare atât pentru

Page 46: Capitolul 2 RA

59

durabilitatea pieselor principale ale motorului, cât şi pentru instalaţia de alimentare,

datorită acţiunii lor abrazive.

În urma proceselor de oxidare din uleiurile minerale, rezultă diferiţi compuşi

oxidanţi (aldehide, cetone, acizi etc), precum şi alte produse răşinoase sau carbonoase

(calamina), cu efecte abrazive sau corosive asupra pieselor cu care vin în contact. Uzura

corosivă se manifestă în mod deosebit pe suprafaţa de lucru a cilindrului, pe suprafeţele

de frecare ale cuzineţilor arborelui cotit şi cu came, iar uneori şi pe talerul supapei de

evacuare. Coroziunea cilindrilor are loc, în principal, sub acţiunea compuşilor activi ai

sulfului proveniţi din arderea combustibililor lichizi care conţin urme de sulf sau a

uleiurilor minerale acide.

Proprietăţile lubrifiantului (onctuozitatea, vâscozitatea etc.) au un rol important în

reducerea uzurii adezive a suprafeţelor de frecare. Astfel, onctuozitatea favorizează

menţinerea filmului de ulei pe suprafeţe în timpul opririlor, iar vâscozitatea asigură

accesul rapid al lubrifiantului la locul de frecare, contribuind la formarea peliculei

separatoare dintre suprafeţe şi la reducerea timpului de contact intermetalic la pornire.

Este cunoscut faptul că uzura unui motor la pornire poate fi echivalentă cu uzura în

regim normal a mai multor ore de funcţionare, motiv pentru care motoarele cu opriri şi

porniri frecvente se uzează mult mai repede.

Acţiunea corosivă a lubrifiantului creşte sensibil în prezenţa gazelor din carter,

acestea conţinând o mare cantitate de vapori de apă, produse de oxidare etc. Pentru

diminuarea acţiunii corosive a lubrifianţilor asupra pieselor motorului, se utilizează

diferiţi aditivi antioxidanţi cu efecte anticorosive şi antiuzură.

Impurităţile dure din lubrifiant (particule de cuarţ, particule metalice desprinse

prin uzare, particule de calamină etc.) intensifică uzarea abrazivă a pieselor de frecare,

ducând în anumite condiţii până la griparea motorului. De altfel, abraziunea intervine în

procesul de uzare al motoarelor cu o pondere egală cu suma tuturor celorlalte cauze

posibile.

2.6.4 Efectul sarcinii, vitezei şi temperaturii asupra uzării

Acţiunea sarcinii asupra pieselor cuplei de frecare are drept rezultat modificarea

regimului termic în punctele de contact intermetalic, favorizând astfel apariţia

microsudurilor la nivelul acestor puncte, conducând, în final, la intensificarea procesului

de uzare. Influenţa sarcinii asupra uzării este strâns legată de calitatea suprafeţei, de

micro şi macrogeometria fiecărei piese componente a cuplei cinematice. Contactul direct

dintre suprafeţele de frecare sub acţiunea sarcinilor mici, dar la viteze de alunecare mari,

duce, în general, la uzuri prin desprinderea materialului şi prin formarea de microsuduri

mai mult sau mai puţin localizate. Pe de altă parte, funcţionarea cuplelor de frecare la

sarcini mari determină creşteri ale temperaturii ce favorizează apariţia efectelor uzării

adezive, în special deformări plastice, topiri de material şi gripaje. De asemenea, la

sarcini mari şi viteze reduse, efectele oboselii materialului apar mai frecvent prin

formarea fisurilor interne, cu atât mai profunde cu cât rostogolirea în raport cu

Page 47: Capitolul 2 RA

60

alunecarea este mai pronunţată (la roţi dinţate, rulmenţi etc).

Sarcina are o acţiune preponderentă în procesul uzării abrazive accelerând

desfăşurarea acestuia pe o perioadă scurtă, dacă prezenţa particulei dure este

întâmplătoare şi nu permanent vehiculată de lubrifiant între suprafeţele de frecare.

În regim de ungere hidrodinamică, viteza periferică a arborilor influenţează

grosimea peliculei de lubrifiant (v. paragraful 2.2.2) şi deci frecarea dintre piesele

conjugate. Astfel, la viteze periferice mari (la pornirea motorului), deoarece nu se poate

asigura ungerea hidrodinamică, uzura este mai pronunţată (v. şi paragraful 2.6.3).

Funcţionarea motorului la turaţii foarte ridicate, duce la modificarea regimului

termic al acestuia, având drept urmare scăderea vâscozităţii uleiului, schimbarea

proprietăţii materialelor în stratul superficial mai ales acela care are un rol important în

comportarea la uzură a cuplelor de frecare (duritate, modificări structurale etc).

Totodată, creşterea temperaturii favorizează coroziunea metalelor prin oxidare,

suprafeţele metalice oxidate fiind mai susceptibile la acţiunea agenţilor chimici exteriori.

În cazul M.A.I., temperatura de funcţionare redusă (sub o anumită limită) poate

intensifica coroziunea mai ales dacă combustibilii şi lubrifianţii utilizaţi conţin urme de

sulf.

2.6.5 Jocurile dintre suprafeţele în frecare

Buna funcţionare a cuplelor de frecare, precum şi comportarea la uzură a acestora

depind în mare măsură de jocurile ce se stabilesc la fabricare sau la reparare.

Jocul iniţial al unei asamblări mobile (exemplu, fus - lagăr) are o mare influenţă

asupra procesului de uzare şi implicit asupra duratei de funcţionare a cuplei respective

(fig. 2.33), care este determinată de jocul maxim admisibil al acesteia. În cazul unui joc

iniţial ji1, durata de funcţionare a cuplei va fi T1, iar în cazul unui joc ji2, va fi T2. Se

observă că (fig. 2.30), în cazul jocului ji2 > ji1, durata de funcţionare a cuplei este T2 <

T1. Aceasta se datorează faptului că durata de funcţionare a unei cuple de frecare este

limitată de jocul maxim admisibil Smax, care nu depinde de jocul iniţial. Funcţionarea

cuplei cu un joc mai mare decât jocul maxim admisibil accelerează procesul de uzare

datorită solicitărilor dinamice.

Fig. 2.33 Influenţa jocului iniţial al unei asamblării mobile asupra duratei de funcţionare a pieselor

conjugate

Page 48: Capitolul 2 RA

61

Rezultă că durata de serviciu a unei cuple de frecare este cu atât mai mare, cu cât

jocul iniţial şi uzura de rodaj sunt mai mici.

La reparaţii se ivesc adesea cazuri când o asamblare are jocul mai mic sau mai

mare decât cel admisibil. Jocul mai mic duce la imposibilitatea realizării regimului de

ungere lichidă, deoarece nu se poate forma pelicula de ulei necesară, conducând la

supraîncălziri ale pieselor cuplei, zgârieturi pe suprafeţele de frecare şi chiar la gripare.

Jocuri mai mari duc la eliminarea lubrifiantului dintre suprafeţele în frecare, la creşterea

sarcinilor dinamice şi la accelerarea procesului de uzare.

Aşadar, este necesar ca, la asamblările mobile, jocul iniţial să fie menţinut în

limite bine determinate, fie printr-o prelucrare de precizie a pieselor, fie printr-un montaj

selectiv, bazat pe metoda sortării pieselor conjugate.

2.6.6 Condiţiile de exploatare

Condiţiile de exploatare au o mare influenţă asupra uzării pieselor componente ale

automobilului. Diversitatea condiţiilor de exploatare (categorie de drum, microrelief,

anotimp etc), calitatea combustibililor şi lubrifianţiior (v. paragraful 2.6.3), stilul de

conducere (utilizarea schimbătorului de viteze, a frânei etc), precum şi modul de

respectare a normelor de întreţinere determină comportarea la uzură a pieselor cuplei de

frecare.

Multitudinea factorilor care contribuie la uzarea pieselor subansamblurilor şi

ansamblurilor automobilului creează dificultăţi în aprecierea acelora care acţionează cu

ponderea cea mai mare în exploatare.

Practica arată că o influenţă deosebită asupra gradului de uzare al motorului o are

regimul termic al acestuia. Astfel, dacă temperatura de regim a apei de răcire (80 - 90

°C) în timpul funcţionării motorului este mai mare (vara) sau mai mică (iarna)se produce

o uzare intensă a pieselor cuplei de frecare piston - segmenţi - cilindru.

De asemenea, funcţionarea automobilului pe drumuri cu mult praf, fără luarea

măsurilor corespunzătoare de filtrare suplimentară a acestuia, conduce la intensificarea

uzării abrazive a pieselor motorului.

În consecinţă, prin aplicarea corectă şi la timp a normelor de întreţinere

corespunzătoare condiţiilor reale de exploatare, prin efectuarea reglajelor motorului şi

prin utilizarea raţională a automobilului, se poate mări durata de funcţionare a acestuia.

2.7 Stabilirea limitelor admisibile de uzare

2.7.1 Criterii de apreciere a limitelor de uzare

Durata de funcţionare a automobilelor şi subansamblurilor acestuia depinde de un

mare număr de factori, printre care un loc important îl ocupă valoarea limită admisibilă a

uzurii pieselor componente. Stabilirea corectă a valorilor limită a uzurilor are implicaţii

tehnico -economice deosebite. Astfel, reformarea sau introducerea în reparaţie înainte de

termen a agregatelor conduce la creşterea consumului de piese de schimb şi la mărirea

Page 49: Capitolul 2 RA

62

cheltuielilor de producţie. Folosirea acestora peste limitele de funcţionare admise duce la

creşterea consumului de energie, la limitarea posibilităţilor de recondiţionare, la apariţia

avariilor şi chiar a accidentelor de muncă.

Principalele criterii de apreciere a limitelor de uzare a pieselor sunt: tehnic,

funcţional (tehnologic), reparabilităţii pieselor, economic şi al siguranţei în funcţionare.

La aplicarea acestor criterii trebuie avute în vedere că, deşi fiecare dintre ele, în

principiu, poate fi folosit pentru stabilirea limitei de uzare a pieselor, totuşi, pentru

anumite-cuple cinematice, în funcţie de destinaţie şi modul lor de funcţionare,

determinarea stării limită se face după un singur criteriu, urmând ca celelalte să fie

folosite drept criterii ajutătoare şi pentru verificare.

Criteriul tehnic se recomandă a fi aplicat pentru stabilirea limitelor de uzare a

cuplelor cinematice solicitate dinamic, a căror funcţionare peste o anumită perioadă de

timp duce la apariţia uzurilor de avarie (v. fig. 2.22).

În cazul unei cuple de tipul fus - lagăr (fig. 2.34), jocul maxim se calculează cu

relaţia:

ijuuj max2max1max (2.54)

în care: u1,2 max este uzura maximă a arborelui şi respectiv a alezajului; ji este jocul iniţial

(de montaj).

Fig. 2.34 Curbele teoretice de variaţie a uzurii pentru două piese cu durate de funcţionare până la starea

limită, egale

Limita de uzare atât pentru arbore, cât şi pentru alezaj este caracterizată de

schimbarea intensităţii uzării în punctele de inflexiune B1 şi B2, unde tg ' > tg şi

respectiv, tg ' > tg . Specific acestei forme de manifestare a uzurii sunt lagărele paliere

şi manetoane, articulaţiile bolţ - piston sau bolţ - bucşă - bielă, articulaţiile sferice de la

mecanismul de direcţie etc.

În articulaţiile mecanismului bielă - manivelă, jocul maxim se determină din

expresia lucrului mecanic de lovire, adică:

3

1

33

33

max 5,5

Rnm

dldj

(2.55)

unde: d este diametrul arborelui; l este lungimea fusului arborelui; m este masa redusă în

Page 50: Capitolul 2 RA

63

articulaţie; n este turaţia; R este raza manivelei. Mărimea jocului din cupla de frecare

conduce la o creştere importantă a lucrului mecanic de lovire, conform relaţiei Lm = Kj4/3

(fig. 2.35). Ca urmare a creşterii rapide a intensităţii de uzare are loc distrugerea

asamblării respective.

Fig. 2.35 Variaţia de lucru mecanic de lovire în funcţie de mărimea jocului dintre piesele conjugate

Când piesele cuplei de frecare au potenţiale diferite, ceea ce este specific lagărelor

cu alunecare fără sarcini dinamice, starea limită a articulaţiei este determinată de piesa

care are potenţialul mai mic (fig. 2.36). Analizând stările limită ale pieselor cuplei,

rezultă că, dacă limitele de uzare ale acestora sunt caracterizate prin schimbarea vitezelor

de uzare respective, jocul limită este determinat de uzura limită a unei piese, astfel:

11lim2max juuj (2.56)

unde u1 este uzura arborelui corespunzătoare uzurii maxime a alezajului piesei conjugate.

Fig. 2.36 Curbele de variaţie a uzurii pentru două piese conjugate cu potenţiale diferite

Relaţia (2.56) se utilizează pentru aprecierea stării limită a cuplelor de frecare la

care forma geometrică nu se schimbă în aşa măsură încât să influenţeze condiţiile de

funcţionare a articulaţiei.

Criteriul funcţional. Pentru stabilirea limitelor de uzare la unele cuple de frecare

care, după o anumită perioadă de funcţionare, cu toate că viteza de uzare se menţine

constantă sau scade, numai realizează indicii funcţionali şi calitativi impuşi, se aplică

criteriul funcţional (tehnologic).

Stabilirea stării limită prin utilizarea acestui criteriu se aplică pompelor de ulei,

pompelor de injecţie, distribuitoarelor hidraulice etc. care nu mai realizează parametrii

corespunzători funcţionării normale a subansamblului respectiv. Pompele de ulei de la

Page 51: Capitolul 2 RA

64

instalaţia de ungere a M.A.I, după o anumită perioadă de funcţionare, datorită jocurilor

dintre piesele conjugate, nu mai realizează debitul limită impus pentru efectuarea ungerii

motorului.

De asemenea, injectoarele M.A.C. cu duzele uzate nu mai asigură parametrii

calitativi şi cantitativi ai pulverizării combustibilului, ceea ce conduce la o ardere

necorespunzătoare şi, în final, la scăderea puterii motorului şi chiar la creşterea

consumului de combustibil.

Criteriul recondiţionabilităţii. Anumite cuple de frecare pot fi menţinute în

funcţionare până la un anumit grad de uzare, a cărui intensitate se menţine

cvasiconstantă, fără a exista pericolul apariţiei uzurii de avarie, însă înrăutăţirea indicilor

calitativi se produce într-un stadiu aşa de avansat, încât recondiţionarea pieselor

respective ar fi tehnologic imposibilă.

Aşa este cazul garniturilor de fricţiune ale ambreiajelor şi frânelor automobilelor,

la care limitele de uzare se stabilesc în raport cu soluţia constructivă şi cu metoda de

reparare. Astfel, uzura limită la garniturile de fricţiune nituite pe discuri sau saboţi este

determinată de adâncimea de îngropare a nitului (30 - 40 % din grosimea materialului),

iar cele lipite prin adezivi sintetici, starea limită apare când materialul de fricţiune s-a

uzat 70 - 80 % din grosimea iniţială.

Fig. 2.37 Determinarea parcursului economic până la casare, prin metoda grafo - statistică, în sistemul

de exploatare cu RK: LcI şi LcII - parcursurile economice ale ciclului I şi, respectiv, II (casare); C3 şi C’3

– cheltuieli specifice de întreţinere şi de reparaţii curente până la RK şi după RK (b > b'); CRK - costul

pentru RK; CminI şi CminII - cheltuieli totale minime corespunzătoare ciclului I şi II

Criteriul economic al siguranţei în funcţionare. Prelungirea duratei de funcţionare

a ansamblurilor şi subansamblurilor din construcţia automobilelor peste anumite limite

Page 52: Capitolul 2 RA

65

duce la modificarea anumitor parametrii (scăderea puterii motorului, creşterea

consumului de combustibil şi lubrifiant etc), ceea ce face ca exploatarea în continuare a

automobilului să fie neeconomică. Acest criteriu se aplică, mai ales, la aprecierea

momentului stare tehnică limită a automobilului. Pentru aceasta, cheltuielile specifice

totale de exploatare (fig. 2.37) se exprimă sub forma [29, 48]:

kmleiLCbLkC at / (2.57)

în care: k este componenta fixă a cheltuielilor specifice; b este intensitatea creşterii

cheltuielilor specifice de întreţinere şi RK; Ca este valoarea de achiziţie a automobilului;

L este parcursul.

Parcursul economic Lec care determină casarea automobilului sau introducerea în

RK se obţine prin determinarea valorii minime a funcţiei Ct = Ct (L):

kbCC at 5,0

2min (2.58)

Criteriul siguranţei în funcţionare se referă la stabilirea unor valori limită pentru

probabilitatea stării de nedefectare a automobilului pe agregate şi în ansamblu.

Criteriul economic, în general, vine să completeze celelalte criterii, utilizându-se

împreună.

2.7.2 Jocurile admisibile dintre fusuri şi lagăre

Determinarea caracterului ajustajelor se face în funcţie de condiţiile de lucru şi de

perioada de funcţionare a cuplei de frecare, avându-se în vedere faptul că jocul iniţial

(de montaj) se măreşte treptat datorită procesului de uzare a pieselor în timpul

funcţionării. Jocurile pot creşte până la anumite valorii limită, după care funcţionarea

cuplei devine anormală. De aceea, apare necesitatea determinării jocurilor minime,

maxime şi optime, în funcţie de caracteristicile constructive şi funcţionale ale pieselor

conjugate. La cuplele cinematice de tipul fus - lagăr care lucrează în condiţii de ungere

lichidă, valorile jocurilor se calculează pe baza teoriei hidrodinamice a ungerii.

Pornind de la ecuaţia ungerii hidrodinamice sub formă diferenţială: dp/dx = 6v

(h - hm) / h3 transpunând-o în coordonate polare, se determină valoare presiunii

lubrifiantului p, într-o secţiune oarecare. Făcând suma proiecţiilor presiunii pe verticală,

prin integrare, se obţine valoarea forţei F ce acţionează asupra arborelui. Ţinând seama

de capacitatea de susţinere (sarcina specifică) a fusului pm = F / dl, în final se obţine:

fpm 2

(2.60)

Humbel propune pentru funcţia f() o relaţie empirică de forma: f() = 1,04/(1 -

). Pentru un lagăr de lungime finită 1, la care se produc scăpări de lubrifiant pe la

capete, se introduce un coeficient de corecţie c, c = (d + l)/l şi astfel expresia (2.60)

capătă forma:

Page 53: Capitolul 2 RA

66

cpm 21

04,1

(2.61)

Parametrii caracteristici lagărelor cu alunecare

Tabelul 2.8

Simbol Semnificaţia şi formula

de definiţie

Simbol Semnificaţia şi formula de definiţie

D Diametrul alezajului

cuzinezului

c Excentricitatea absolută

d Diametrul fusului Excentricitatea relativă =e/

L Lungimea fusului v Viteza periferică a fusului v=r

Jocul radial absolut

=R-r=(D-d)/2

h Grosimea filmului de lubrifiant

Jocul diametral absolut

=D-d=2

hmax Grosimea filmului de lubrifiant în punctul

unde presiunea este minimă

Jocul relativ =/d=/r hmin Grosimea minimă a peliculei unde

presiunea este maximă

Vâscozitatea dinamică n Turaţia arborelui

Viteza unghiulară a

arborelui

p Presiunea lubrefiantului întro sectiune

oarecare

Semnificaţiile notaţiilor utilizate, precum şi relaţiile lor de definiţie sunt

prezentate în tabelul 2.8.

În cazul cuplei fus - lagăr, poziţia arborelui în alezaj este determinată de turaţia

acestuia (v. fig. 2.12). La n = 0, fusul fiind în repaus, se reazemă liber pe partea

inferioară a lagărului, centrul fusului fiind la j/2 = (D - d)/2 de la centrul lagărului. Pe

măsură ce turaţia creşte, se formează o peliculă de lubrifiant, între fus şi lagăr, care

acţionează ca o pana de ulei ce ridică fusul de pe lagăr şi îl împinge în sensul rotaţiei.

Când turaţia tinde către infinit, poziţia axei - fusului tinde să coincidă cu axa lagărului.

Ca urmare, pornind de la grosimea maximă a stratului de lubrifiant hmax în sens orar,

presiunea creşte până ce stratul de lubrifiant devine minim, unde presiunea este maximă.

Condiţia necesară pentru menţinerea ungerii lichide este ca suprafaţa lagărului şi

fusului să nu vină în contact direct, adică să fie îndeplinită condiţia din relaţia (2.11).

Grosimea minimă a stratului de lubrifiant se calculează pornind de la relaţia

(2.61), în care se introduc valorile absolute din tabelul 2.8 şi se obţine:

F

n

cj

ld

p

n

cj

dh

m

32

min 054,0054,0 (2.62)

În relaţia (2.62), d şi c sunt mărimi constructive şi se pot considera practic

constante. După o anumită perioadă de funcţionare, jocul j se măreşte şi determină

micşorarea valorii peliculei de lubrifiant hmin, ceea ce face posibilă apariţia frecării

semilichide.

Page 54: Capitolul 2 RA

67

Mărimile n, şi pm, având variaţii însemnate în timpul funcţionării cuplei

cinematice, contribuie la asigurare grosimii minime a peliculei de lubrifiant. Astfel,

supraîncărcarea motorului conduce la scăderea turaţiei n, la o creştere bruscă a presiunii

p şi implicit la micşorarea lui hmin, care provoacă uzura pieselor conjugate şi chiar

distrugerea lor.

Jocul minim (optim) este considerat ca fiind jocul rezultat după terminarea

rodajului cu care începe funcţionarea normală a cuplei. El se calculează astfel încât să

aibă o valoare cât mai mică, dar suficient de mare că să asigure o ungere lichidă (v. şi

paragraful 2.6.5). Experimental, s-a constatat că frecarea este minimă atunci când

excentricitatea relativă = 0,5.

Punând această condiţie, rezultă că:

0min4

1jh (2.63)

Ţinând seama de relaţiile (2.62) şi (2.63), în care se consideră că j tinde către j0

rezultă:

mcp

ndj

446,00 (2.64)

Creşterea jocului dintre piesele conjugate determină micşorarea grosimii stratului

minim de lubrifiant hmin (v. rel. 2.62). Jocul maxim admis în funcţionare se consideră

acela la care suprafeţele fusului şi lagărului se ating între ele, adică cupla cinematică nu

mai lucrează în condiţii de ungere lichidă; deci:

max2max1min RRh (2.65)

unde R12max sunt rugozităţile maxime ale lagărului şi, respectiv, fusului.

Când jocul dintre piesele conjugate ale cuplei de frecare a ajuns la limita maximă,

relaţia (2.63) se poate scrie:

max2max1min

2

min 054,0 RRp

m

cj

dh

m

(2.66)

de unde:

max2,1

2

max 054,0Rcp

ndj

m

(2.67)

s-au împărţind (2.67) la (2.64) rezultă:

max2,1

20

min4 R

jj (2.68)

R1,2 max se poate considera aproximativ jumătate din valorile microasperităţilor de

dinainte de rodaj, adică din rugozităţile rezultate la prelucrare date în tabelul 2.9.

Clasele de precizie, rugozitatea suprafeţelor şi adâncimea stratului ecruisat pentru

diferite procedee de prelucrare

Tabelul 2.9

Procedeul de prelucrare Clasele de Abaterea medie a Adâncimea de

Page 55: Capitolul 2 RA

68

precizie neregularităţilor Ra, m ecruisare S, m

Strunjire de degroşare 10...12 12,5...50 200

Strunjire de finisare 10...11 3,2...12,5 150

Burghiere şi adâncire 10...12 6,3...12,5 250

Alezare de degroşare 8...9 1,6...6,3 250...300

Alezare de finisare 6...8 0,8...3,2 150...200

Broşare 6...8 0,8...1,6 100

Frezare plană de

dergoşare

10...12 6,3...12,5 120

Frezare plană de finisare 8...9 0,8...6,3 100

Frezare sau mortezare

de degroşare a dinţilor

11 3,2...6,3 140

Frezare sau mortezare

de finisare a dinţilor

6...8 1,6...3,2 120

Şeveruire 3...7 0,4...0,8 100

Rectificare 5...7 0,1...0,8 60

Netezire (honuire) 5 0,5...0,2 0,25...2,5

2.7.3. Jocurile admisibile dintre piston şi cilindru

Regimul de frecare al cuplei cinematice piston – segmenţi – cilindru se

caracterizează prin viteze medii de alunecare cuprinse în limitele 8 – 12 m/s cu caracter

variabil, ajungând periodic la zero, temperaturi de ordinul a 200 – 250 C la partea

superioară a cilindrului, o ungere aleatoare cu schimbarea timpului de-a lungul cursei

(fig. 2.38)., predominând regimul mixt – limită către PMS şi înrăutăţirea ungerii în cazul

pornirii la rece.

În cazul frecării limită şi mixtă de alunecare, asupra evoluţiei uzurii o influienţă

deosebită o au următorii factori: geometria şi tipul cuplei de frecare, lubrefiantul şi

îndeosebi prezenţa unor aditivi, presiunea, starea şi condiţiile locale ale suprafeţei de

frecare, temperatura, natura materialelor cuplei, duritatea, viteza de alunecare, etc.

La cupla piston – segmenţi – cilindru, variaţia vitezei de alunecare are o

contribuţie importantă asupra modificării regimului de ungere de-a lungul cursei (v.

fig.2.38).

Fig. 2.38 Schimbarea regimului de ungere a cuplei segment – cilindru de-a lungul generatoarei cămăşii

de cilindru (curbe obţinute experimental)

Page 56: Capitolul 2 RA

69

Uzura apare în momentele în care pelicula de lubrefiant se întrerupe local datorită

factorilor interni sau externi. În afară de mişcarea alternativă, segmentul mai execută o

mişcare de rotaţie (în jurul axei sale) în canalul pistonului, precum şi o mişcare radială,

urmărind suprafaţa cilindrului. Modul de uzare al segmentului influienţează elasticitatea,

presiunea de contur şi funcţia sa de etanşare.

În funcţionare, la cupla piston - segmenţi - cilindru, apar toate tipurile principale

de uzare: adezivă, corosivă, abrazivă şi de oboseală. Uzura cilindrului în cele două

planuri este reprezentată în figura 2.39. Datorită complexităţii fenomenului de frecare -

ungere, precum şi a particularităţilor constructive ale cuplei piston - segmenţi - cilindru,

un calcul analitic pentru determinarea jocurilor limită este mai dificil, apelându-se la alte

metode.

Fig. 2.39 Variaţia uzurii după înălţimea cilindrului

1 - uzura în planul arborelui cotit; 2 - uzura în planul normal arborelui cotit

S-a constatat practic, că, odată cu creşterea uzurii pieselor conjugate ale cuplei

menţionate, atât consumul de combustibil, cât şi puterea motorului se modifică destul de

puţin în schimb, consumul de lubrifiant înregistrează o creştere însemnată.

Astfel, uzura segmenţilor, în special a celor de ungere, face ca uleiul să ajungă în

camera de ardere, participând la ardere împreună cu amestecul carburant, dând naştere la

depuneri carbonoase dure (calamină), care intensifică procesul de uzare al motorului.

Având în vedere aspectele prezentate, se recomandă ca jocurile limită dintre

piesele conjugate ale cuplei piston - segmenţi - cilindru să se stabilească pe baza

consumului de ulei al motorului (criteriul economic).

Ţinând seama de natura probabilistică a fenomenului de frecare - uzare şi de

faptul că, criteriul menţionat anterior nu poate fi aplicat cu suficientă precizie, s-a recurs

la metoda statistică. O justificare a calcului statistic rezultă din faptul că, contactul

suprafeţei permanent încărcate (a segmentului) se realizează periodic pe suprafaţa

cilindrului şi, totodată, aleator din punctul de vedere al suprafeţelor reale de contact.

Pornind de la ipoteza că uzarea cuplei de frecare segment - cilindru lubrifiată şi

solicitată normal este influenţată în special de către duritatea segmentului HBS, duritatea

cămăşii de cilindru HBC şi viteza relativă medie Vm, pe baza unui număr redus de

determinări experimentale prealabile ale vitezei de uzare a segmentului Vus şi cilindrului

Vuc (mg/h), D. Pavelescu [42, 43] a obţinut două ecuaţii de forma:

Page 57: Capitolul 2 RA

70

Vuc=A0+AinBs+A1HBc+A3Vm (2.69)

Vuc=Ao’+A1’HBs+A2’HBc+A3’Vm

unde coeficienţii Ai au fost determinaţi pe cale experimentală prin utilizarea metodei

trasorilor radioactivi.

Prin utilizarea relaţiilor (2.69) se poate calcula durabilitatea cuplei de frecare.

Astfel, impunând uzura maximă admisibilă prin dimensiunea fantei segmentului,

grosimea materialului pierdut prin uzare hmu va fi:

hm=hs+he (2.70)

unde hs,c reprezintă grosimea materialului segmentului şi, respectiv, al cămăşii, pierdută

prin uzare.

Dacă se face notaţia:

c

s

uc

usv

h

h

V

VK (2.71)

din relaţiile (2.70) şi (2.71) rezultă:

muv

cmuv

vs h

Khşih

K

KK

1

1

1 (2.72)

În aceste condiţii durabilitatea segmentalui, respectiv a cămăşii, la uzare, Ds,c va

fi:

hV

GD

cus

cscs

,

,, (2.73)

unde: muv

vss h

K

KDlG

1 şi mu

v

vcc h

K

KDlG

1 în g; D este diametral comun

pieselor conjugate; ls,c este înălţimea segmentului şi, respectiv, a cămăşii de cilindru;

este densitatea. Deoarece atât durabilitatea cât şi fiabilitatea cuplei de frecare sunt funcţii

statistice, în raport cu viteza de uzare, acestea pot fi aproximate satisfăcător de către o

distribuţie normală (Gaussiană) în funcţie de durata de viaţă a cuplei T şi de către

abaterea standard .

Prin urmare, calculul vitezei de uzare, al durabilităţii şi al fiabilităţii cuplei piston

-segmenţi - cilindru se poate efectua prin utilizarea metodelor statistice. Calculul statistic

prezintă avantajul că, pornind de la situaţia reală reflectată prin date experimentale, care

ţin searna de interacţiunea tuturor factorilor implicaţi în procesul de uzare, asigură o

mare economie de timp, de material şi se manoperă.

2.7.4 Limitele de uzare la roţile dinţate

Complexitatea proceselor tribologice ce au loc la funcţionarea unui angrenaj, prin

participarea simultană şi interacţiunea diferiţilor parametri interni şi externi, face dificilă

cunoaşterea ponderii cu care fiecare parametru sau grupuri de parametrii influenţează

viteza sau intensitatea uzării flancurilor.

Angrenajele sunt scoase din funcţionare prin deteriorarea sau prin ruperea dinţilor,

respectiv prin distrugerea suprafeţelor în contact direct. În figura 2.40 se prezintă, în

Page 58: Capitolul 2 RA

71

conformitate cu STAS 8741-81, modurile de deteriorare a danturii, iar în figura 2.41

cauzele scoaterii din uz a roţilor dinţate.

Fig. 2.40 Modurile de deteriorare a danturii

Cauza principală a distrugerii danturii unui angrenaj este uzarea prin oboseală

superficială. Fenomenul constă în amorsarea unei fisuri prin oboseală, care progresează,

producându-se, în final, o rupere de material datorită, mai ales, uleiului pătruns în fisură,

desprinzându-se astfel particule macro şi microscopice de pe suprafaţa de lucru a

dinţilor. Factorii care influenţează în mod deosebit evoluţia intensităţii şi vitezei de

uzare sunt: geometria şi natura materialelor cuplei de frecare, lubrifiantul, starea de

suprafaţă şi condiţiile locale ale suprafeţei de frecare, temperatură, duritatea, viteza de

alunecare etc. (fig. 2.42). Materialul exfoliat contribuie la uzarea abrazivă a

angrenajului, ceea ce conduce la modificarea formei şi dimensiunilor dinţilor (fig. 2.43).

Jocul maxim dintre dinţii în contact direct al unui angrenaj, determinat de stratul

de material uzat şi de grosimea minimă a peliculei de lubrifiant (v. rel. 2.9) are implicaţii

deosebite în funcţionarea acestuia, prin creşterea sarcinilor dinamice, în raport cu cele

iniţiale.

Page 59: Capitolul 2 RA

72

Fig. 2.41 Cauzele scoaterii din uz a angrenajelor

Fig. 2.42 Evoluţia uzării angrenajelor în funcţie Fig. 2.41 Modificarea formei şi dimensiunilor

de încărcare şi viteza de alunecare flancurilor dinţilor unui angrenaj ca urmare

a procesului de uzare

Admiţând proporţionalitatea directă între grosimea stratului de material uzat şi

lucrul mecanic specific de frecare pe unitatea de suprafaţă activă, considerând uzarea

abraziv - adezivă a flancurilor dinţilor angrenajelor, se poate scrie:

mmZZBD

NTqs

du

12

11

2sin

(2.74)

unde: s este grosimea stratului de material uzat, în mm; qu este un coeficient de uzură, în

mm3/kW; este coeficient de frecare dependent de cuplul de materiale şi de felul

ungerii; T este durata de funcţionare, în h; N este puterea medie în timpul T, în kW; B

este lungimea dintelui (lăţimea coroanei dinţate), în mm; este unghiul de angrenare;

Z1,2 este numărul de dinţi ai roţilor în angrenare; Dd este diametrul cercului de divizare al

roţii dinţate, în mm. Pentru o pereche de roţi dinţate în angrenare, impunând un anumit

timp de funcţionare cuplei de frecare, se poate determina, utilizând relaţia (2.74),

grosimea stratului de material uzat, sau invers, pentru o anumită valoare impusă jocului

Page 60: Capitolul 2 RA

73

maxim admisibil, rezultă durata de funcţionare normală a angrenajului respectiv.

În absenţa unor particule abrazive sau pentru cuple cinematice cu durităţi

apropiate ale suprafeţelor de frecare, uzarea este de tip adeziv şi este caracterizată prin

intensitatea şi, respectiv, viteza de uzare. Mărimea adimensională I ce permite

determinarea durabilităţii în condiţiile unei uzuri maxime admisibile se exprimă prin

relaţia:

f

u

dL

dhI (2.75)

în care: hu este grosimea stratului de material uzat în timpul t; Lf este lungimea de

frecare parcursă de un punct în timpul t.

Pornind de la determinarea experimentală a intensităţii de uzare I, în funcţie de

anumiţi parametri de exploatare în [70], s-a ajuns la o ecuaţie de regresie de forma:

ar vAApAAI 3210 (2.76)

în care: pr este presiunea reală determinată pe baza curbei de portantă; este

vâscozitatea relativă a lubrifiantului utilizat pentru ungerea cuplei; va este viteza de

alunecare; Ai sunt coeficienţi.

Cu ajutorul metodelor statistico - matematice se deduc valorile coeficienţilor Ai,

stabilindu-se ponderea de influenţă a parametrilor luaţi în considerare (pr, şi va).

Cunoscând intensităţile de uzare a elementelor cuplei, se pot stabili vitezele de

uzare ale acestora. Astfel, pentru cuple cu contact hertzian mobil, aşa cum sunt cuplele

formate din dinţii roţilor aflate simultan în angrenare, vitezele de uzare ale celor două

elemente sunt:

111

1 25,2 IV

V

E

R

b

P

dt

dhV aen

u (2.77)

222

2 25,2 IV

V

E

R

b

P

dt

dhV aen

u (2.78)

unde: Pn este sarcina normală pe flanc; b este lungimea de contact a dintelui; Re este raza

de curbură echivalentă; E este modulul de elasticitate redus al materialelor ce se găsesc

în contact; este viteza unghiulară; Va este viteza de alunecare; v1,2 este viteza de

rostogolire a pinionului şi, respectiv, a roţii dinţate; I1,2 sunt intensităţile de uzare ale

elementelor cuplei.

Cunoscând intensitatea de uzare pentru un angrenaj dat (v. rel. 2.76), se poate

calcula viteza de uzare cu relaţiile (2.77) şi (2.78) şi, în final, se poate determina

durabilitatea în funcţionare, impunând o anumită grosime stratului de material uzat, care

să nu pericliteze buna funcţionare a angrenajului. Problema se poate pune şi invers

adică, pentru o perioadă de funcţionare dată, se poate calcula grosimea totală a stratului

de material uzat (h1 +h2).

Din cele menţionate anterior rezultă că utilizarea calculului statistic al uzării unui

angrenaj permite determinarea durabilităţii şi fiabilităţii acestuia în anumite condiţii de

funcţionare.

Page 61: Capitolul 2 RA

74

2.7.5 Limitele de uzare admise la schimbarea formei geometrice

La funcţionarea cuplelor cinematice, odată cu uzarea pieselor conjugate se

produce şi modificarea formelor geometrice ale acestora. Schimbarea formei geometrice

a pieselor faţă de forma lor iniţială este rezultatul uzării neuniforme a suprafeţei de

frecare. Prin urmare, şi în acest caz este necesar să se determine limita maximă de

abatere de la forma geometrică peste care apare tendinţa uzării de avarie.

La determinarea pe cale analitică a ovalităţii unei cuple cinematice de tipul fus -

lagăr, s-a pornit de la analiza poziţiei geometrice a celor două piese conjugate în funcţie

de jocul iniţial (fîg. 2.44, a) şi raportul dintre rezistenţele la uzare ale acestora. Pe baza

analizei relaţiilor elementelor geometrice din figura 2.44, b rezultă:

xjy 4,02,0 0 (2.79)

unde: y este ovalitatea alezajului, în mm; jo este jocul iniţial (de montaj), în mm; x

este ovalitatea arborelui, în mm.

Fig. 2.44 Modificarea formei geometrice a cuplei cinematice fus - lagăr ca urmare a procesului de

uzare: a - schimbarea poziţiei centrului de rotaţie a arborelui datorită uzurii de la ji şi jmax ;b - poziţia

arborelui în alezaj în cazul deformării limită a formei geometrice

Notând cu = x/y, care reprezintă raportul dintre uzura fusului faţă de uzura

lagărului, rezultă:

5,2/5,0 0jy (2.80)

Din analiza relaţiei (2.80) rezultă că valoarea lui y (ovalitatea) trebuie să fie

pozitivă, deoarece abaterea limită de la forma geometrică se poate obţine numai când

numitorul este mai mare ca zero, deci pentru < 2,5. Când = 2,5, rezultă y = , iar

pentru > 2,5, ovalitatea va avea valoare negativă şi deci nu are sens. Prin urmare, dacă

arborele se uzează de 2,5 ori mai repede decât lagărul, ovalitatea piesei în mişcare nu va

schimba regimul de ungere.

Dacă se consideră că arborele nu se ovalizează (x = 0), din relaţia (2.79) rezultă

y=0,2 j0. Aceasta reprezintă valoarea limită a ovalităţii pentru fusurile noi sau

recondiţionate, deoarece depăşirea acestei valori duce chiar de la începutul funcţionării la

creşterea uzurii cuplei.

Totuşi, indiferent de raportul dintre uzura pieselor conjugate ale cuplei, ovalitatea

maximă admisă nu trebuie să depăşească valoarea:

ylim=jlim-j0 (2.81)

Page 62: Capitolul 2 RA

75

În cazul cuplelor cinematice solicitate variabil (exemplu, cupla bolţ - bielă), abaterea

de la forma geometrică este caracterizată prin jocul maxim la care în asamblare apar

şocuri (bătăi). Pentru determinarea abaterii limită, se pune condiţia:

yxjj 0lim (2.82)

în care: jlim este jocul limită, care corespunde începutului apariţiei bătăilor; j0 este

jocul iniţial; x este ovalitatea arborelui; y este ovalitatea ajezajului.

Notând raportul dintre uzura alezajului şi arborelui cu = x/y şi înlocuind în

(2.82), rezultă ovalitatea arborelui:

1

0lim jjx (2.83)

şi ovalitatea alezajului:

1

0lim jjy (2.84)