СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПЛОЩАДЕЙ ПОВЕРХНОСТЕЙ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ДИСКОВ ПРИ РАЗЛИЧНОЙ ИХ ЭНЕРГОЕМКОСТИ В ДИСКОВО-КОЛОДОЧНЫХ ТОРМОЗНЫХ УСТРОЙСТВАХ

Изобретение относится к машиностроению и может быть использовано в дисково-колодочных тормозах автотранспортных средств, дорожных и строительных машин, а также в подъемно-транспортных машинах и железнодорожном транспорте.

Известны способы определения коэффициентов теплоотдачи при вынужденной и естественной конвекции, радиационном (лучеиспусканием) и кондуктивном (теплопроводностью) теплообменах металлических фрикционных элементов барабанно- и ленточно-колодочных тормозов [1, аналог, Вольченко А.И. Тепловой расчет тормозных устройств / А.И. Вольченко. - Львов: Высшая школа, 1987. - 138 с.]. Их недостатком является отсутствие определения условий, при которых необходимо определять площади нагреваемой и охлаждаемых поверхностей тормозных барабанов и шкивов при достижении их рабочими (полированными) поверхностями температур, отрицательно влияющих на материалы рабочих слоев фрикционных накладок, вызывая в них деструкционные процессы.

Известен способ определения площадей поверхностей металлических фрикционных элементов при различной их энергоемкости в тормозных устройствах, содержащих тормозной барабан с полированной внутренней поверхностью, а также матовые, т.е. нерабочую, наружную обода и фланца поверхности, и тормозной шкив с полированной наружной рабочей поверхностью его обода и матовых, т.е. внутренней нерабочей с выступом поверхности и поверхностей торцов ободов, и при этом их рабочие поверхности фрикционно взаимодействуют с рабочими поверхностями фрикционных накладок тормозных лент и колодок, отличающийся тем, что соотношение коэффициентов излучения матовых к полированной поверхностей металлических фрикционных элементов при интенсивном радиационном обмене энергией с омывающими токами окружающей среды равно соотношению площадей охлаждаемых к нагреваемым их поверхностей [2, аналог, заявка №2011101039 РФ на предполагаемый патент на изобретение с приоритетом от 12.01.2011 г.]. Однако в данных видах тормозных устройств реализуется коэффициент взаимного перекрытия пар трения k_вз>0,5, в то время как в дисково-колодочном тормозе он составляет k_вз=0,1…0,2.

При работе металлических фрикционных элементов тормозных устройств в повторно-кратковременном режиме целесообразно производить оценку их эксплуатационных параметров при установившемся тепловом режиме, т.е. при наиболее тяжелых температурных условиях. При этом для непревышения допустимых значений поверхностных температур пар трения можно варьировать величиной поверхности теплоотдачи, массой элементов пары и коэффициентом теплоотдачи от металлических фрикционных элементов [3, прототип Чичинадзе А.В. Расчет, испытание и подбор фрикционных пар / А.В. Чичинадзе, Э.Д. Браун, А.Г. Гинзбург, З.В. Игнатьева // - М.: Наука, 1979. - 267 с (с. 208). Однако и в этих рекомендациях не приведена величина отношения площадей между нагреваемой и охлаждаемыми поверхностями металлических фрикционных элементов тормозов.

По сравнению с аналогом и прототипом предложенный способ определения площадей поверхностей металлических дисков при различной их энергоемкости в дисково-колодочных тормозных устройствах имеет следующие отличительные признаки:

- введение четкого разделения поверхностей металлического фрикционного элемента на полированную и матовые с указанием процессов теплообмена, в которых они принимают участие;

- достижение точного определения величины отношения площадей нагретой (полированной) и охлаждаемых (матовых) поверхностей металлических фрикционных элементов при помощи коэффициентов излучения, учитывающих материал и степень черноты поверхности;

- соблюдение полученного соотношения нагреваемой площади к охлаждаемым поверхностям металлических фрикционных элементов способствует неоднократному достижению установившейся температуры (при которой количество аккумулируемой теплоты в металлическом фрикционном элементе равно рассеиваемой его поверхностями в окружающий воздух) металлическим фрикционным элементом, что увеличивает время работы фрикционных узлов в режиме непревышения допустимой температуры материалами фрикционных накладок;

- рассчет величины отношения площадей нагреваемой и охлаждаемых поверхностей самовентилируемых тормозных дисков с учетом наличия развитых поверхностей их вентиляционной системы, находящейся внутри диска.

Задачей настоящего изобретения является определение отношения площадей между нагреваемой и охлаждаемыми поверхностями сплошных и самовентилируемых дисков при различной их энергоемкости в дисково-колодочных тормозных устройствах в зависимости от материалов, из которых они изготовлены, и степени черноты их поверхностей при условии, что пары трения тормозных устройств работают при поверхностных температурах ниже допустимой для материалов накладок.

Технический результат достигается тем, что способ определения площадей поверхностей металлических дисков при различной их энергоемкости в дисково-колодочных тормозных устройствах, содержащих сплошной или самовентилируемый диски с фланцем, матовыми поверхностями и кольцевыми поясами трения, образующими полированные поверхности, фрикционно взаимодействующие с рабочими поверхностями полимерных накладок, отличающийся тем, что отношение величин коэффициентов излучения матовых к полированной поверхностей сплошных и самовентилируемых дисков при интенсивном конвективном и радиационном теплообмене скоростными токами воздуха окружающей среды определяют как отношение величин площади охлаждаемых поверхностей к площади поверхности нагреваемого кольцевого пояса трения сплошного диска и самовентилируемого диска - отношение кубического корня из величины площади охлаждаемых поверхностей к площади поверхности нагреваемого кольцевого пояса трения, исходя из условия, что в зоне фрикционного взаимодействия трибосопряжения объемный и поверхностные температурные градиенты равны между собой вследствие малости коэффициента взаимного перекрытия пар трения, изменяющегося в пределах k_вз=0,1…0,2.

На фиг. 1 показан дисково-колодочный тормоз: 1 - вращающийся сплошной тормозной диск; 2 - неподвижные колодки с фрикционными накладками; 3 - суппорт; на фиг. 2а, б, в проиллюстрированы самовентилируемые тормозные диски с поясом трения 1, фланцем 5 и с радиальными чередующимися: выступами 2 с зазором (а); полуребрами 3 и ребрами 4(б); ребрами 4(в); на фиг. 3а, б, в показан тормозной диск (а); фрикционное взаимодействие пары "диск-накладка колодки" (б); пятно контакта на микровыступах пары трения (в); на фиг. 3а, б, в использованы следующие обозначения: d, D - диаметры тормозного диска: внутренний; наружный; S₁, S₂ - площади элементов пары: диска; фрикционной накладки; δ, h₃, b и h₂ - толщины: тормозного диска и его стенки; перегородки между ребрами диска; ребра и фрикционной накладки; h₁ - высота ребра; σ, λ, а - коэффициенты: теплоотдачи; теплопроводности; температуропроводности; с - теплоемкость; ρ - плотность; h - высота микронеровности; r - радиус микронеровности; θ_всп, θ_п - температуры: вспышки; поверхностные; на фиг. 4а, б проиллюстрированы схемы нагревания (а) и вынужденного охлаждения (б) пар трения самовентилируемого диска во время торможений и между ними при циклических испытаниях; Q - количество теплоты, генерируемое на поверхностях пары "диск-накладки колодок"; на фиг. 5 приведены закономерности изменения поверхностных температур в дисково-колодочном тормозе автобуса А-172 в конце испытаний типа II в зависимости от толщины сплошных дисков без учета фланца (1) и с фланцем (2); на фиг. 6а, б показаны закономерности изменения поверхностных температур в дисково-колодочном тормозе автобуса А-172, оборудованного сплошным 1 и самовентилируемым 2 тормозным диском при испытаниях типа I (а) и II (б); на фиг. 7а, б, в, г, д, е проиллюстрировано влияние коэффициента взаимного перекрытия k_вз (б, в, д) и температурного градиента по длине поверхности (дθ_п/дl) [а, е] на динамический коэффициент трения f (а, б), интенсивность изнашивания U (д, е) и среднюю температуру поверхностей трения θ_п (в), а также коэффициента взаимного перекрытия k_вз на температурный градиент по длине поверхности (дθ_п/дl) (г).

Дисково-колодочный тормозной механизм состоит из вращающегося сплошного диска 1, к которому с обеих сторон при помощи привода (на фиг. 1 не показан) прижимаются неподвижные колодки 2 с фрикционными накладками. Последние расположены внутри суппорта 3, закрепленного на кронштейне цапфы (на фиг. 1 не показана).

На процессы механического, электрического, теплового и химического характера, протекающие на фрикционном контакте, существенное влияние оказывает геометрия микровыступов взаимодействующих поверхностей, которые в реальности отличаются от идеальной поверхности. Это приводит к тому, что при сближении рабочих поверхностей пар трения под внешней нагрузкой взаимодействие происходит на пятнах контактов микровыступов (дискретный фрикционный контакт) с большими удельными нагрузками, генерируемыми электрическими токами и интенсивным тепловыделением. Особенно это касается циклического (тип I) и длительного (тип II) испытаний дисково-колодочных тормозов автотранспортных средств.

Циклический режим характеризуется наличием периодически повторяемых процессов торможения и пауз в работе тормоза. Период охлаждения (пауза) относительно невелик, и температура поверхности трения не успевает снизиться до температуры окружающей среды. Поэтому каждое последующее торможение начинается при температуре, значительно превышающей начальную температуру предыдущего торможения. По мере увеличения перепада между температурой рабочих элементов тормоза и температурой окружающей среды увеличивается количество теплоты, отводимой в окружающую среду, и рост температуры поверхности трения замедляется. После некоторого числа торможений количество теплоты, отводимой в окружающую среду, становится равным количеству теплоты, образующейся при торможении. Создается некоторое условное тепловое равновесие, при котором температура, возникающая на поверхности трения, к концу каждого торможения будет иметь одно и то же значение (условная установившаяся температура). В этом режиме работают тормоза подъемно-транспортных машин, а также автотранспортных средств при движении в городских условиях и т.п.

Длительный режим. В тормозах, работающих в этом режиме, период торможения настолько велик, что температура поверхности трения достигает некоторого значения установившейся температуры и длительное время удерживается на этом уровне.

В таком режиме работают некоторые спускные тормоза грузоподъемных машин, тормоза буровых и геологических лебедок, тормоза автотранспортных средств на длительных спусках и т.п. Такие режимы нагревания пар трения дисково-колодочных тормозов транспортных средств используют при их испытаниях при оценке эффективности.

Указанные режимы являются систематизированными, и в них темп нагревания поверхностей трения тормоза на два порядка выше, чем темп их вынужденного охлаждения.

Критериями оценки эффективности дисково-колодочных тормозов автотранспортных средств в нагретом состоянии являются испытания типа I и II в соответствии с Правилами 13 ЕЭК ООН (Европейской Экономической Комиссии при Организации Объединенных Наций). Согласно этому документу предварительные этапы испытаний I и II проводятся соответственно методами последовательных и длительных торможений, в конце которых реализуются экстренные торможения автотранспортного средства до полной остановки (основной этап). Поэтому значительный интерес представляет сопоставление температурных режимов пар трения дисково-колодочных тормозов при проведении предварительных этапов испытаний типа I и II.

Энергии, воспринимаемые парами трения дисково-колодочных тормозов автотранспортных средств на предварительных этапах испытаний I и II, составляют:

где G_a - масса автотранспортного средства; V_H, V_K - регламентируемые скорости, соответственно в начале и конце торможения; g - ускорение свободного падения, м/с²; i - величина уклона дороги (i=0,06); S - протяженность спуска, (6 км); f - коэффициент сопротивления качению; - удельная тормозная сила, создаваемая тормозом-замедлителем

Из анализа полученных величин энергий согласно зависимостям (1) и (2) следует, что общая энергонагруженность пар трения дисково-колодочных тормозов на предварительном этапе испытаний II приблизительно на 12% выше, чем при испытаниях I, несмотря на то что условия теплоотвода лучше при длительном подводе теплоты к тормозному диску. При циклическом нагружении тормоза (испытания типа I) имеет место импульсный подвод теплоты к тормозному диску.

Величины тепловых токов на пятнах контактов микровыступов пар трения дисково-колодочного тормоза определялись с привлечением гипотезы суммирования температур на поверхности при учете генерируемых электрических токов:

где θ_П - поверхностная температура от трения и контактного сопротивления, вызванная генерируемыми токами на пятнах контактов микровыступов, а также фрикционной составляющей; Δθ_П1 - прирост поверхностной температуры от температуры вспышки, вызванной разрядными токами между микровыступами.

В теле металлического фрикционного элемента формируется объемная температура θ₁, вызванная действием первых двух составляющих температур, а также джоулевой теплоты. Температура θ₁ определяется из условия действия двух источников теплоты (электрического и фрикционного) в зоне трения:

где - тепловой поток на контактной поверхности с учетом электрической и фрикционной составляющей, Вт/м²; А_r - фактическая площадь касания, мм²; I - генерируемый ток в парах трения, А; ρ - удельное сопротивление контактных материалов, (Ом·мм²)/м; НВ - твердость по Бринеллю контактных материалов, МПа; N - импульсное нормальное усилие, действующее в зоне контакта материалов, Н; σ_к - удельное сопротивление пленок на контакте, (Ом·мм²)/м; f - динамический коэффициент трения; V - скорость скольжения, м/с; α_ТП1 - коэффициент распределения теплового потока; λ - приведенный коэффициент теплопроводности материалов пар трения, Вт/(м·°C); d_cp - средний диаметр пятна контакта, определяемый с учетом шероховатости реальной поверхности трения, мм.

Температуру вспышки θ_всп определяют по зависимости вида:

где Pe=Vd_ср/α₁ - критерий Пекле; α₁ - приведенный коэффициент температуропроводности материалов пар трения, м/с².

Объемная температура θ_V металлического фрикционного элемента определяется из условия равенства тепловых потоков на контактной поверхности с учетом фрикционной и электрической составляющей. Поверхностная температура с учетом электрической составляющей определяется по зависимости вида:

По представленным выше зависимостям определяют температуры, по значению которых оцениваются энергетические уровни поверхностных и подповерхностных слоев элементов трибосопряжения.

Установлено, что именно в приповерхностном слое рабочей поверхности сплошного тормозного диска при его импульсном нагревании под воздействием температуры вспышки θ_всп зарождаются трещины, обусловленные термической усталостью материала диска. Дальнейшее развитие эти трещины получают в результате остывания поверхностного слоя и возникновения температурного градиента от θ_всп, когда термические напряжения в приповерхностном слое рабочей поверхности сплошного тормозного диска в конце циклических торможений достигают больших значений и проходят почти через максимум. При повышении температуры изменяется характер перемещения структурных составляющих материала, снижается прочность границ зерен и увеличивается скорость окисления.

Температура вспышки может мгновенно достичь нескольких сот градусов, такой скачок температуры обусловливает пластическое состояние материала сплошного тормозного диска, при котором сопротивление трению падает. Поскольку длительность фрикционного взаимодействия на пятнах фактического контакта (см. фиг. 3в) составляет 10^-3…10^-6 с, то важное значение имеют не свойства статической прочности поверхностного слоя материала пары трения, а свойства усталостной прочности, если учесть, что кристаллическая решетка твердого тела реагирует на любые воздействия через 10^-5…10^-8 с. Перестройка поверхностного слоя под действием внешних тепловых нагрузок происходит именно в процессе формирования температурного поля и к моменту достижения установившейся температуры поверхностный слой уже находится под действием тех или иных остаточных напряжений сжатия.

При длительном подводе теплоты к рабочей поверхности сплошного тормозного диска на глубину нагревания его слоев существенное влияние оказывает вынужденное охлаждение скоростными токами омывающего воздуха при движении автотранспортного средства. При одинаковых параметрах теплового источника глубина прогрева поверхностного слоя диска до заданной температуры при вынужденном охлаждении всегда меньше, чем без охлаждения. Наличие теплоотдачи увеличивает темп вынужденного охлаждения поверхности, но по мере удаления от нее его влияние снижается. Это особенно важно для дисково-колодочных тормозов, работающих в циклическом режиме.

Известно, что приложенные удельные нагрузки к парам трения дисково-колодочного тормоза и генерируемые электрические токи на пятнах контакта микровыступов их поверхностей трения, а также аккумулируемая теплота в поверхностных слоях, вызывают напряжения межатомных связей, которые в связи с гетерогенностью большинства твердых тел могут носить локальный характер. Именно на пятнах касания микровыступов (см. фиг. 3в) происходят локальные перенапряжения, интенсивней идет термофлуктуационный процесс разрыва межатомных связей, что приводит к разрушению твердого тела. Согласно кинетической концепции прочности тепловое движение атомов, характеристикой которого является температура, играет существенную роль в разрушении поверхности тормозного диска.

На фиг. 3б проиллюстрирована схема теплообмена от поверхностей сплошного диска тормоза и колодок с фрикционными накладками.

В теплообмене принимают участие: рабочие и нерабочие поверхности тормозного диска, нерабочие поверхности фрикционной накладки и тормозной колодки. При этом кольцевой пояс диска, взаимодействующий с фрикционной накладкой колодки, имеет полированную поверхность, а остальные поверхности сплошного диска являются матовыми. Аккумулятором тепловой энергии в данном виде тормоза является тормозной диск, который распределяет ее к периферии от его пояса трения, к центру - фланцу диска и через крепежные болты - к суппорту балки переднего моста автотранспортного средства посредством кондуктивного теплообмена.

Фрикционные накладки колодок являются своего рода теплоизолятором между поясом трения диска и собственно тормозной колодкой. При этом не перекрытые поверхности сплошного диска омываются скоростными токами воздуха при движении автотранспортного средства. В самовентилируемом тормозном диске (см. фиг. 4а, б) процессы нагревания и вынужденного охлаждения происходят несколько иначе, чем в сплошном тормозном диске. Во-первых, теплота, генерируемая на поясе трения самовентилируемого тормозного диска, расходуется на нагревание его тонких рабочих и нерабочих поверхностей вместе с радиальными чередующимися выступами с зазором, полуребрами-ребрами и ребрами (см. фиг. 2а, б, в). Перечисленные элементы с развитыми поверхностями теплообмена омываются скоростными токами воздуха. В процессе длительного нагревания пояса трения самовентилируемого диска за счет вынужденного охлаждения создается температурный градиент по толщине его боковых стенок, который к концу торможения заметно снижается из-за прогрева боковой стенки. Во-вторых, аккумулируемая теплота в поясе трения распространяется к периферии и к центру от него в те части нагруженной поверхности самовентилируемого тормозного диска, которые интенсивно вынужденно охлаждаются, что ведет к увеличению поверхностного температурного градиента.

Компьютерное моделирование предварительного этапа испытаний типа I дисково-колодочного тормоза состоит из 20-ти циклов с интервалом между торможениями 45,0 с, отвечающих принципам суперпозиции "нагревание - вынужденное охлаждение". На границе трибоспоряжения (в зоне контакта) задавались расчетные значения средней плотности теплового потока Q_С=2·10⁶ Вт/м². Моделирование предварительного этапа испытаний типа I заключалось в реализации трех этапов:

- первый - нагревание трибосопряжения;

- остывание тормозного диска;

- остывание фрикционных накладок в сборе с колодками.

Аналогичным образом производилось моделирование предварительного этапа испытаний типа II.

Особенностью моделирования самовентилируемых дисков являлось то, что на стенках вентилируемых каналов задавались граничные условия третьего рода, т.е. коэффициенты теплоотдачи (40…50) Вт/(м²·°C) [см. фиг. 4а, б].

Перед компьютерным моделированием оценивалась энергонагруженность сплошных тормозных дисков различной толщины для двух конструктивных вариантов, т.е. без фланца и с ним (см. фиг. 5). Это позволило оценить интенсивность кондуктивного теплоотвода от собственно тела тормозного диска к его фланцевой части. Количество теплоты, отводимое от тела сплошного тормозного диска в его фланцевую часть, составило 8…10% при принудительном этапе испытаний типа II.

Из фиг. 6а видно, что тормоза с самовентилируемыми дисками попадают в зону термостабилизации уже после 10…12 циклов торможений, а сплошные диски - в конце испытаний. Кроме того, самовентилируемые диски тормоза имеют температуру на 8…11% ниже, чем сплошные диски тормозов в конце предварительного этапа испытаний типа I. Самовентилируемые дисковые тормоза автобуса А-172 имеют достаточную энергоемкость при испытаниях типа I, поскольку температура в них не превышает допустимую температуру для материала фрикционной накладки.

На фиг. 6б показана динамика изменения максимальных поверхностных температур пар трения передних дисково-колодочных тормозов автобуса А-172 со сплошными и самовентилируемыми дисками во время предварительного этапа испытаний типа II, полученных компьютерным моделированием.

Анализ данных (см. фиг. 6б) показывает, что температурные режимы дисково-колодочных тормозов, оборудованных сплошными и самовентилируемыми дисками, до 150°C на предварительном этапе испытаний типа II практически не отличаются. Температура сплошного диска в тормозе продолжает повышаться до 330°C (кривая 1), что связано с его металлоемкостью. Это привело к снижению эффективности тормоза в связи с превышением допустимой температуры для поверхностных слоев материалов фрикционных накладок. В самовентилируемом тормозном диске при температуре 220°C заканчивается прогрев его боковых стенок при одновременном вынужденном охлаждении их нерабочих поверхностей, что способствует термостабилизации боковых стенок диска. При этом эффективность тормоза отвечает нормативной, поскольку поверхностная температура ниже допустимой для материалов фрикционных накладок.

Одним из важнейших конструктивных параметров дисково-колодочного тормоза является коэффициент взаимного перекрытия, характеризируемый отношением площадей трения элементов контактирующей пары "диск - накладки колодок". Дисково-колодочный тормоз имеет низкий коэффициент взаимного перекрытия (k_вз=0,1…0,2), что создает хорошие условия для вынужденного охлаждения. Это особенно важно для автотранспортных средств, работающих в городских условиях с частыми остановками.

На реальных физических моделях в эксплуатационных и стендовых условиях изучали температурное поле при электротермомеханическом трении пары "СЧ-15 - ФК24А" с соблюдением условия Δθ_П>Δθ_V. Испытания проводили на серийном и модельном дисково-колодочном тормозе. В результате исследований коэффициента взаимного перекрытия k_вз и параметров процесса трения, из которых выделено импульсное нормальное усилие N, в зависимости от термосостояния диска было установлено (фиг. 7а, б, в, г, д, е):

- уменьшение k_вз приводит к снижению средней поверхностной θ_п и объемной θ_V температуры и уменьшению их градиентов и ; увеличение k_вз способствует возрастанию и ;

- снижение k_вз вызывает увеличение динамического коэффициента трения; динамический коэффициент трения повышается в связи уменьшением ; ;

- увеличение k_вз и ; способствует возрастанию интенсивности износа U.

Для фрикционных пар дисково-колодочного тормоза (в стендовых условиях) уменьшение k_вз при работе трения W_T=const способствует увеличению износа только при условии, когда функции и от параметра k_вз изменяются интенсивнее, чем от и :

При поверхностных температурах металлических сплошного и самовентилируемого тормозных дисков, изготовленных из различных материалов, превышающих 150…200°C, интенсивность вынужденного конвективного теплообмена резко падает, но возрастает теплообмен лучеиспусканием. Согласно закону Стефана-Больцмана коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием равен:

где θ_Н - температура нагревания поверхностей сплошного и самовентилируемого тормозных дисков, К; θ_В - температура окружающей среды, К; С_Л - коэффициент излучения, Вт/(м²·К⁴).

Необходимо отметить, что коэффициенты излучения матовой и полированной поверхностей для чугуна и стали имеют разные значения. По величине отношения коэффициентов излучения матовой поверхности к полированной, которая должна быть равна отношению площадей этих поверхностей, можно судить о наступлении их установившегося теплового состояния. В виде соотношений получаем: для дисково-колодочного тормоза (тормозные диски изготовлены из чугуна) при С_Лм/С_Лп=3,748/1,134=3,3

В данном случае рассматриваются площади поверхностей теплообмена сплошного и самовентилируемого дисков тормоза, смонтированных на балке переднего моста автобуса А-172. Процентное расхождение между полученными величинами отношений для различных типов тормозных дисков составляет: для первого случая - 6,0%, для второго - 12,3%, что является хорошим результатом для подобных расчетов.

Таким образом, на основании расчетно-экспериментальных данных установлена взаимосвязь между излучательной способностью матовых и полированной поверхности и их площадями в дисково-колодочном тормозе при использовании в нем сплошных и самовентилируемых дисков.