ЦЕНТРАЛЬНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ
АВИАЦИОННОГО МОТОРОСТРОЕНИЯ им. П. И. БАРАНОВА

В сборнике № 12 трудов ЦИАМ помещены следующие семь статей:
1.	Инж. И. Ш. Нейман, Получение расчетных торсиограмм на базе
одной экспериментальной для многомассовой нелинейной крутильной системы.
В статье излагаются теоретическое обоснование и области применения пред-
лагаемого метода обработки торсиограмм.
2.	Инж. М. Я. К ушу ль, О расположении кривошипов двухтактных
многоцилиндровых двигателей с равномерным чередованием вспышек. В статье
автором определяются наивыгоднейшие расположения кривошипов коленча-
того вала 6-, 7-, 8 коленных рядных двухтактных двигателей.
3.	Инж. В. В. Дейнега, Авиационный альфаметр для контроля состава
горючей смеси в полете. В статье описывается конструкция авиационных
альфаметров и работа с ними в полете.	.*
4.	С. Н. Кунаев, Расчет смазки подшипника главного шатуна звездо-
образного мотора и некоторые результаты испытаний. В статье приводится
расчет смазки и излагается методика испытания смазки подшипников, а также
рассматриваются вопрос о натягах посадки втулки и данные по износу шеек
и втулок.
5.	Инж.-мех. Н. С. Золотарев, Расчет и экспериментальные исследо-
вания условий работы силовых шпилек рядного двигателя. В этой статье
автор приводит расчет, экспериментальные данные и установленные требова-
ния к монтажу шпилек и материалу для них.
6.	Инж. И. И. Трушин, Прибор для регистрации требований запуска
авиамоторов. В статье описывается конструкция аппарата-регистратора тре-
бований запуска авиамоторов.
7.	Инж. II. Е. Дьяченко, Оценка микрогеометрии поверхности. В статье
приведены способы оценки микро геометрии и экспериментальные данные по
оценке микрогеометрии различно обработанных поверхностей.
Редактор Г. К. Холоманов	Техн, редактор И. М. Зудакин
Сдано в набор 3/VII 1940 г. Подписано к печ. 10/XI 1940 г. Авторск. договор
№ 3446. Тираж 1200 Кол. печ. лист. 7 + 2 вкл. Уч. авт. лист. 7,85. Формат
бумаги 60x92716 Камского бум. комбината. А32620. Заказ № 178.
Цена 7 руб. пер. 2 руб. Установлена заказчиком.
Типография Оборонгиза. Киев, Крещатик, 42.
И. Ш. Нейман
ПОЛУЧЕНИЕ РАСЧЕТНЫХ ТОРСИОГРАММ НА БАЗЕ ОДНОЙ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ ДЛЯ МНОГОМАССОВОЙ НЕЛИНЕЙНОЙ
КРУТИЛЬНОЙ СИСТЕМЫ
Положим, что у нас имеется многомассовая нелинейная кру-
тильная система, представленная на фиг. 1.
Положим далее, что упругая муфта, создающая нелинейность
колебаний системы, находится между какими-либо двумя мас-
сами, расположенными слева от (z — 1)-й массы. Положим, нако-
нец, что нам известна экспериментальная торсиограмма (z— 1)-й
Фиг. 1.
массы системы и фазы возбуждающих крутильные колебания
системы моментов М1г ТИ2, ..., Мп по отношению к колебанию
этой массы.
Диференциальное уравнение движения любой х-й массы си-
стемы будет:
+ Сх('Рх — <?x+i) + Cx-i(<Fx — b-i) =	С1)
где 1Х—полярный момент инерции х-й массы системы относительно оси
колебания в кг-см-сек2-,
<fx — отклонение в данный момент х-й массы системы от некоторой,
произвольно выбранной, координатной плоскости, проходящей
через ось системы и общей для всех масс системы, в радианах;
'Рх и ух — первая и вторая производные по времени от wx;
Сх— крутильная жесткость системы между х-й и (х-р1)-й массами
в кг-см-,
3
£х — коэфициент заглушающего сопротивления для х-м массы в кг-см-сек;
Мх— возбуждающий крутильные колебания системы момент, прило-
женный к л-й массе и равный
мх = Мхь + ^xk cos («0 + £ 3lxk sin (A0/).	(2)
А=1	Л=1
Те же обозначения, но с другими значениями индексов, имеют
место для других масс системы.
Пользуясь уравнением (1), напишем систему диференциаль-
ных уравнений движения для масс системы от i-й до n-ti.
Имеем:
4 Vi + Vi + СI (.Vi Vi+i) + С—1 Vi — Щ + Cj—l <pi—i = Mi\
Il+\ v «4-1 4" i+i + £/+! (f i+1 — V‘+2) +
+ (vi+i — Vi) = Ж4-1;
+ ^nVn + Cn-1 (Vn — Vn-1) = ^n-
Здесь
M’i = Mi + Ci-lVi-i-	(4)
Момент Af'. является известным, так как v,—i представляет
экспериментальную торсио-
грамму (/—1)-й массы си-
уже известную, согласно условию,
стемы.
Уравнения (3) представ-
ляют собою систему дифе-
ренциальных уравнений дви-
жения крутильной системы
(фиг. 2).
Эта система является
линейной, и к ней применим
принцип суперпозиции; по-
этому достаточно будет рас-
смотреть, как определяются
колебания масс системы
(фиг. 2), соответствующие
какой-либо частоте (АО).
Для решения поставленной задачи преобразуем первое из
уравнений системы (3). Найденный из решения этой системы
закон колебания z-й массы системы должен быть:
Ч>г = Фг81п(Лбг + ъ),	(5)
поэтому
ф; — — (АО)2 Фг sin (А6£ -|- -[,) — — (АО)2	(6)
4
откуда
= (7)
Принимая во внимание равенство (7), можно представить
первое из уравнений системы (3) в следующем виде:
[б ~	+ Ci	= M'i-	(8)
Обозначая
[Л (Щг ] =	(9)
будем иметь
lik Vt + <Рг + С(- (ер,- —	— М1к\	(8')
тогда система диференциальных уравнений (3) примет вид:
4 Vi + Vi + ct (?>— ?/+i) =
h+\ Т«4 1 + 5/+1 ТН-1 4-Ci+l (fi+1 —*Н+2) +
+	(%-— <р;+1)=7Иг+1, ft;
(10)
4 Vn + %nVn +	—1 (<pn	T”—1) — ^nk’
причем моменты M'ik, Mi+i k, ...,Mnk являются слагающими мо-
ментов M\, 7И.+1, ...,Мп, соответствующими частоте (£0).
Уравнения (10) представляют собою систему диференциаль
ных уравнений движения системы, показанной на фиг. 3
Заметим, что частота свобод-
ных колебаний системы, пока-
занной на фиг. 2 (одинаковая с
частотой свободных колебаний
системы, показанной на фиг. 3),
будет значительно отличаться
от частоты возбуждающих мо-
ментов, создающих резонансные
колебания системы, показанной
на фиг. 1; поэтому при опреде-
лении законов колебаний масс
системы (фиг. 1), создаваемых
резонирующими порядками воз-
буждающих моментов, можно
Фиг. 3.
с достаточной для практики точностью принять в системе урав-
нений (10)
?,• = £i+i = ... = ?„ = 0.
(И)
При определении законов колебаний масс системы (фиг. 1),
создаваемых нерезонирующими порядками возбуждающих мо-
ментов, равенства (11) имеют место, как обычно.
5
При наличии равенств (11) система уравнений (10) примет
следующий вид:
4	+ С; («Р; — <рг+1) = Ж;
Л+1 <pi+l +С/4-1 (?г+1 — Т»+г) + Сг(?г+1------Ср,)=М+1, л;
1п^п 4-С„-1 (<?„— т«-1)= мпк.
(12)
Система диференциальных уравнений движения (12), опреде-
ляющая законы движения масс системы, показанной на фиг. 3,
без затухания (а следовательно, и соответствующих масс си-
стемы, показанной на фиг. 1), при действии на систему возбуж-
дающих моментов частоты (£6) может быть легко решена одним
из известных способов, например способом единичных мо-
ментов или способом единичных амплитуд проф. М. Tolle.
При решении задачи может оказаться, что частота возбуж-
дающего момента (АО) совпадет с частотой 0с системы на фиг. 2.
В силу вышеуказанного различия между частотой 6с и частотой
моментов, создающих резонансные колебания системы, показан-
ной на фиг. 1, можно возбуждающие моменты с частотой
(АО) = 0С просто не принимать во внимание как мало влияющие
на торсиограммы масс этой системы (фиг. 1).
После того как найден закон колебания z-й массы системы,
показанной на фиг. 1, легко могут быть найдены законы коле-
бания масс системы, расположенных слева от (i — 1)-й массы.
Обычно (z— 1)-й массой системы, показанной на фиг. 1, с ко-
торой снимается экспериментальная торсиограмма, является ма-
лая шестерня редуктора, расположенная на переднем конце
коленчатого вала мотора. Предположим поэтому, что та часть
системы, которая расположена (фиг. 1) слева от (/— 1)-й массы,
имеет вид, представленный на фиг. 4.
6
Эту часть крутильной системы (фиг. 1) мы тоже можем рас-
сматривать как самостоятельную крутильную систему, если только
к внешнему моменту Л/£-_ь действующему на (/—1)-ю массу,
прибавить момент, передающийся в системе на фиг. 1 через
участок вала, соединяющий (I — 1)-ю и i-ю массы, и равный
^4/_1 =—Ci—i ('fi—i—?,) + У Mxo;	(13)
x=i
х=п
здесь у 7ИХо представляет сумму всех постоянных слагающих
x=i
моментов, действующих на массы системы от г-й до п-й.
Так как колебания (г— 1)- и г-й масс системы являются из-
вестными, то момент является тоже известным, а следо-
вательно, является известным и суммарный момент	дей-
ствующий на (г — 1)-ю массу и равный
= М-1 — Ci-1 (ср;-! — ft) + Ц Mvo.	(14)
л i
Если полярный момент инерции большой шестерни ре-
дуктора относительно оси ее вращения будет /г_2, а передаточ-
ное число редуктора равно
(15)
Z2
то крутящий момент, передающийся через нелинейную
упругую муфту системы, будет равен:
=4	»,_,] (ад
Так как все величины, входящие в правую часть уравне-
ния (16), являются известными, то момент МЛ1 является тоже
известным: поэтому крутильную схему, приведенную на фиг. 4,
можно заменить крутильной схемой, представленной на фиг. 5,
причем момент Л1-_3 равен:
м:_3 = м1_3 + мм.	(17)
Определение расчетным путем законов колебаний масс си-
стемы, показанной на фиг. 5, не представляет трудностей, и
таким образом поставленная задача получения расчетных тор-
сиограмм масс системы, приведенной на фиг. 1, на базе экспе-
риментальной торсиограммы (/ — 1)-й ее массы может считаться
выполненной.
7
В том случае, когда экспериментальная торсиограмма сни-
мается не с (t — 1)-й массы системы (фиг. 1), а с ее послед-
ней n-й массы, задача решается несколько иным путем.
Возвращаясь к системе уравнений (12), мы видим, что в этом
случае известным является колебание <р„ (из экспериментальной
торс иограммы); момент M'ik, равный согласно равенству (4)
M'ik =	+ C/-l ?«-1
или в векторной форме
<=	+	(18
является неизвестным, так как неизвестен вектор колебания
(г — 1)-й массы системы Ф/_i. Очевидно, что система уравне-
ний (12) и в рассматриваемом случае может_быть решена одним
из известных способов, как только вектор *1\„1 (а следователь-
но, и момент M'.k) будет определен.
В уравнениях (19) —(21)
чения:
Для решения последней за-
-j дачи воспользуемся известным
соотношением

(19)*
причем
(20)
Л-1
S”(i^U-	(21)
имеют место следующие обозна-
фр—вектор колебания с круговой частотой (йб) р-н массы системы;
~МрТ — результирующий вектор приведенных к р-й массе системы векторов
моментов Мх, возбуждающих крутильные колебания системы круго-
вой частоты (£6);
1рЪ — приведенный к р-н массе системы момент инернии всех масс системы 1Х;
1ахр — представляет отношение амплитуд х-й и р-й масс системы при дей-
ствии единичного возбуждающего момента круговой частоты (£0)
на р-ю массу этой системы
ф ’
1 РР
(22)
* Интересующихся выводом соотношений (19)—(22) отсылаем к работе
автора „Принужденные крутильные колебания", опубликованной в Трудах
Военно-воздушной академии РККА им. Жуковского, Сборник, № 8,1934.
8
Имея в виду равенство (18), согласно зависимостям (19) — (22)*
получим для п-й массы системы, показанной на фиг. 3,
(24>
лй = £ Gaxn 4)+Лп с<-1	;	(25)
**’« = (йв)2/л1	(1а.*пЖ) +	ф/—1 •	(2Q'
Обознача я
(ЙО)2/я1	= ф« >	(27)'
<28>
будем иметь
Ж = фп+Х„ Ф/_!.	_ (29>
Из уравнения (29) находим величину искомого вектора Ф,-_1:
Ф,-_г=~(Фп-Фп)-	(30>
Ап
Эквивалентный суммарный момент, приложенный
к z'-й массе системы, показанной на фиг. 3, будет в рассматри-
ваемом случае равен:
Д = Д + с,_1Фг_1 =Д +-^*(фп_ф;).	(31)
Дальнейший ход решения задачи аналогичен изложенному
выше.
Если при наличии экспериментальной торсиограммы п-й массы
выделенная часть системы, показанной на фиг. 1 (система на
фиг. 2 или система па фиг. 3), такова, что частота ее собствен-
ных колебаний совпадает с частотой (£9) возбуждающих момен-
тов, то затруднение легко обойти путем выделения из системы,
показанной на фиг. 1, части ее, содержащей массы не от i-й до
п-й, а от (/+ 1)-й до п-й.
Если экспериментальная торсиограмма снята с какой-либо k-й
массы системы, причем
(z— 1) < k < п,
где п— номер последней массы системы, a (z—1) —номер массы
малой шестерни редуктора, то поступают следующим образом.
Сначала определяют вышеизложенным способом законы коле-
бания масс от (k + 1)-й до п-й. Затем определяют эквивалентный
момент Mk, действующий на й-ю массу. После выделения части
крутильной системы от z-й до k-й масс, определяют законы коле-
бания этих масс системы; наконец, аналогично предыдущему
определяют законы колебания и остальных масс системы.
По существу вышеизложенного метода следует сделать
несколько общих замечаний.
В о-п е р в ы х, этот метод полностью применим в том случае,
когда система (фиг. 1) является линейной.
Во-вторых, этот метод, имея в основе экспериментальную
торсиограмму, корректирует до известной степени наше неточ-
ное знание внешних моментов, возбуждающих крутильные коле-
бания системы, и должен поэтому давать более близкие к дей-
ствительности расчетные торсиограммы, чем получаемые мето-
дами, применяемыми в настоящее время.
Развитый в настоящей работе метод требует, однако, знания
взаимного фазового расположения внешних возбуждающих момен-
тов и колебания той массы системы, с которой снимается экспе-
риментальная торсиограмма. Последний вопрос легко решается
экспериментально путем отметок на торсиограмме каких-либо
определенных характерных моментов динамического процесса
в двигателе (например отметок положений в ВМТ поршня какого-
либо из цилиндров двигателя). Практически это без труда может
быть осуществлено в том случае, когда для торсиографирования
пользуются электрическим торсиографом с записью на ленте
осциллографа. При пользовании распространенными у нас меха-
ническими торсиографами типа DVZ для достижения этой цели
потребуется соответствующая конструктивная переделка этих
тгорсиографов.
В-третьих, изложенный метод дает возможность исследо-
вать явления крутильных колебаний систем коленчатых валов
авиационных моторов в тех случаях, когда по тем или иным
причинам не представляется возможным поместить датчик элек-
трического торсиографа внутри коленчатого вала.
Наконец, исходную при наших исследованиях систему дчфе-
ренциальных уравнений (3) можно, конечно, решить обычным,
но более трудоемким, чем вышеизложенный, способом*.
В тех случаях, когда вместо примененного нами метода
единичных моментов желают применить метод единич-
ных амплитуд проф. М. Tolle, все вышеприведенные формулы
сохраняют свой вид. Входящие в формулы коэфициенты га.хп
можно в этом случае определять из равенства:
1*1	__ Ехп ,
Епп
здесь Ехп представляет определяемую по Tolle амплитуду коле-
бания л-й массы системы, соответствующей фиг. 3, при колеба-
ниях с единичной амплитудой ее Z-й массы (остаточный момент R
действует на п-ю массу).
№

* Изложение этого способа интересующиеся могут найти в книге автора
.Динамика авиационных двигателей”, Оборонгиз, 1940.
10
Инж. М. Я. Кушуль
О РАСПОЛОЖЕНИИ КРИВОШИПОВ ДВУХТАКТНЫХ МНОГО-
ЦИЛИНДРОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ С РАВНОМЕРНЫМ
ЧЕРЕДОВАНИЕМ ВСПЫШЕК
От удачного расположения кривошипов коленчатого вала
многоцилиндровых двигателей зависит успешное решение многих
вопросов динамики двигателя, как, например: крутильные коле-
бания, уравновешивание, прочность коленчатого вала, нагрузка
на подшипники и др. Из этих вопросов одним из важнейших
является динамическое уравновешивание двигателя. Неуравно-
вешенные инерционные силы и моменты создают знакопеременную
нагрузку, опасную для прочности деталей, и могут привести
к вибрации двигателей и всей установки.
В настоящей работе рассматривается вопрос о расположении
кривошипов шести- семи- и восьмицилиндровых рядных двухтакт-
ных двигателей с равномерным чередованием вспышек
с точки зрения наилучшего уравновешивания моментов от инер-
ционных сил первого и второго порядков и от центробежных
сил. Высшие порядки инерционных сил и их моментов во вни-
мание не принимаются.
Может случиться, что при рекомендуемом в настоящей работе
расположении кривошипов какая-либо шейка коленчатого вала
окажется перегруженной; окончательно судить о пригодности
запроектированного расположения колен можно только после
расчета на прочность кривошипно-шатунного механизма. Впрочем,
при отсутствии одновременной вспышки в двух цилиндрах и при
малых инерционных моментах вряд ли следует ожидать значи-
тельных динамических перегрузок двигателя.
Условные обозначения
Число кривошипов (цилиндров) двигателя......................п
Текущий угол поворота кривошипа первого цилиндра от верхней
мертвой точки.....................-	•..................а°
Постоянный угол, на который поворачивается коленчатый вал
между двумя последовательными вспышками . ...................к	°
о = 360
1 п
Масса возвратнопоступательно движущихся частей кривошипно-
шатунного механизма.....................•	-............т
Массы неуравновешенных вращающихся частей одного колена . тц
Радиус кривошипа............................................R
Угловая скорость коленчатого вала......................... о>
11
Отношение радиуса кривошипа к длине шатуна...............
Расстояние между средними плоскостями двух смежных колен . .
Текущие значения равнодействующих сил инерции первого и вто-
рого порядков и центробежных сил соответственно..........
Текущие значения моментов от сил инерций первого и второго
порядков и от центробежных сил соответственно.............
Как известно*,
X
ь
ц
мг, м2, м ц
i=n—i	. ny
Sin 2
Рг = mRufl у cos (а + Zy) = mRufi-------------- cos
si“ 1
(n-l)Tj.
(1)
1=0
i=n—1
Р2 = mRuPk У cos 2 (а + Zy) = mRaFk S*“ cos 2 
i=O
где i — числа натурального ряда 0, 1, 2, (п—1).
Вектор равнодействующей сил инерций вращающихся масс Ра
постоянен по величине и вращается с угловой скоростью колен-
чатого вала. При а° = 0
<n-l)Y
2
Рц = та,
/?ш21 У cos Zy + У sin Zy
\ /~0
z-0
= тц /?ш2
n-t
Sin-jri
2 (n — l)v
— COS  ------7~-
Y	2
sin —
sin
Рц = тц R&*—
(3)
72Y
S1I1~2”C? («- 1)7
sin -X-
”Y
2
7
sm 2
в формулах (1), (2) и (3) y° его значением
При замене
o 360°
у =------ получим:
• ЛТ  И 360	. < ОАО А
sin = sin — sin 130 = 0;
sin My = sin 360° — 0,
причем sin и sin у не равны 0 (двухцилиндровый двигатель
не рассматривается).
Таким образом, если вспышки чередуются через одинаковые
промежутки времени (у° = cbnst), то при любом расположении
колен вала двигателя инерционные силы первых двух порядков
многоцилиндровых двигателей уравновешиваются, т. е.
Р1=Р2 = РЦ= 0.
В самом общем случае моменты от инерционных сил не уравно-
вешиваются, и их амплитуды зависят от расположения колен.
* См., например, Р. Девилльер, Легкие двигатели внутреннего сгорания,
М.—Л., 1931.
12
Наилучшее уравновешивание двигателя будет достигнуто, если
придать коленчатому валу такое расположение колен, при кото-
ром амплитуды моментов инерционных сил — наименьшие.
Число возможных комбинаций расположений колен равно
что для восьмицилиндрового двигателя дает 2520, для
семицилиндрового — 360, для шестицилиндрового — 60.
Фиг, 1. Схема коленчатого вала.
мини-
значи-
'О вала с
моментов
1
Фиг. 2. Схема распо-
ложения кривошипов
семицилиндрового
двигателя.
Задаваться различными схемами коленчатого вала в порядке
проб для нахождения наиболее благоприятного расположения
кривошипов, как это рекомендует Ф. Засс*, неудобно; кроме
тбго, такие пробы еще не дают уверенности в том, что найден-
ная комбинация действительно наилучшая.
Задача по определению схемы коленча
мальной неуравновешенностью инерционны
тельно упрощается, если внести в рассмо-
трение коэфициенты формы коленчатого
вала — пг.
Моменты от сил инерций свободны, их
амплитуды не зависят от плоскости отсчета;
для упрощения выкладок за плоскость отсчета
примем плоскость первого кривошипа (фиг. 1).
Обозначим через at величину, пропорцио-
нальную расстоянию от плоскости первого
кривошипа до колена, образующего с пер-
вым кривошипом угол Очевидно, что
каждый коэфициент формы аг может принять
значение любого члена натурального ряда
1, 2, З...(л —1),
т. е. п—1 >	> 1, и для каждой комбинации никакие два
коэфициента не равны друг другу. Так, для семицилиндрового
двигателя с расположением кривошипов, показанным на фиг. 2,
при вращении коленчатого вала по часовой стрелке будет
at = 4; а2 = 5; а3 = 1; а4 = 2; п5 = 3; п6 = 6;
* Ф. Засс, Веском прессорные двигатели дизели, М.—Л. 1931.
13
или при обратном направлении вращения
«1 = 6; о2 = 3; «3 = 2; а4=1; а5 = 5; ав = 4.
Следовательно, одному и тому же коленчатому валу удовле-
творяют две комбинации коэфициентов формы в зависимости от
направления вращения. Как нетрудно заметить, между коэфи-
циентами формы обеих комбинаций существует следующее соот-
ношение:
«; = О-п—iy
здесь i — 1, 2, 3,..., (п—1).
Чтобы по найденным коэфициентам формы определить схему
расположения колен, нужно, во-первых, расположить коэфи-
циенты в порядке возрастания или убывания их индексов^
во-вторых, прибавить к каждому коэфициенту единицу и,
в-третьих, к полученному ряду впереди приписать единицу.
Например, при
«1=1; «2 = 3; «з = 6; «4 = 5; а6 = 2; а&=4
схемы расположения колен вала будут:
1—2—4—7-6-3-5
или
1—5—3—6—7—4—2.
Обе схемы принадлежат одному и тому же коленчатому валу.
В дальнейшем нами всегда будет указываться только одна
схема расположения колен (для одного направления вращения);
другая схема получается перепиской к единице всех цифр первой
схемы в обратном порядке (вращение вала в другую сторону).
Момент от сил инерций первого порядка действует в верти-
кальной плоскости; его мгновенное значение будет:
i=n—1
Л4г = mRto2b	«z- cos (а 4- rf),
i=l
или после разложения косинуса суммы двух углов
(i=n—1	i=n—1	\
cos a V «; cos if—sin а	o^sinif).
i=l	i=l	'
Обозначим
i=n—1
У, a^osi^^A^	(4)
i 1
i=n—1
«г sin if =	(5)
i=l
и введем вспомогательный угол фт=агс tg =4
14
Тогда
/Hi = mR^b ^аГ+В? cos (a + фг);
= mRufibCy cos (a -j- фт),	(6)?
где
С^Х+Я-	(7>
Выражения для Л1 и по формулам (4) и (5) можно видо-
изменить; так как сумма углов и (п— i)f равна 360°, то
cos (л — 01= cosry,	(8>
sin (и — 01 — — sin *7-	(9),
Подстановка уравнений (8) и (9) в формулы (4) и (5) дает:
при п нечетном
Дх = S («, + ««-/) COS/V	(Ю>
1=1
6Х = S (a< — «n-z)sinn;	(И>
1=1
при п четном
Е («/+ Сл-i) cos	,	(10а)
i = 1	2
6i= У, (at— o„_;)siru-p	(11а)>
i= 1
Вектор момента от центробежных сил инерций постоянен по
величине и вращается с угловой скоростью коленчатого вала;,
определим его значение при a ° = 0.
Составляющая момента в вертикальной плоскости
1=п—1
/Иц. u = mvRu^b У, at cos if = /лц/?<о2 ЬАХ.
1=1
Составляющая момента в горизонтальной плоскости
/=и—1
/Иц. г = mnRu?b У, a; sin if = m^RuflbB^
откуда момент от центробежных сил инерций
M^maR^bC±.	(12>
Сравнивая формулы (6) и (12), заключаем, что амплитуда
момента от сил инерций первого порядка и момент от
1&
центробежных сил инерций получают минимальные значения
одновременно, при минимальном значении коэфициента амплитуды
X ф- Вг.
Мгновенное значение момента второго порядка
Ь=п—1
ТИ2 = tnRufi Ь\ У, at cos 2 (а ф- iy).	(12а)
z=l
Преобразуя уравнение (12а) так же, как для случая момента
я е р в о г о порядка, получим:
Л/2 =	cos (2а ф- <р2),	(13)
С2 = Л2 ф- В2, <р2 = arc tg	(14)
-при п нечетном
и—1
i = —
2
Л2= У (а,- 4- an_i) cos 2i^,	(15)
i = l
. n—1
1	2
Д2 = У (аг —a«-i)sin2n;	(16)
I = 1
sip и n четном
= S (fli +a„_i) cos 2q + a n ,	(15a)
1 ~ 1	2
n
, = т_!
Z?2= у (йг —а„_г) sin2i-f.	(16a)
i = l
t=n—i	i	11
Сумма всех коэфициентов формы У, а; =	-2 ' > сумма
z=i
коэфициентов формы по два может быть равна любому целому
числу между 3 и 2м — 3 (включительно), т. е. меняется в срав-
нительно узких пределах.
СЕМИЦИЛИНДРОВЫЙ ДВИГАТЕЛЬ
Дано: п = 7; ?° =	= 51 ° 25'43".
По формуле (10) и (11)
At = («г + ae) cos 7 + (а2 + tz5) cos 2у ф- (а3 ф- й4) cos Зу, (] 7)
= («г — «в) sin 7 ф- (а2 — а5) sin 2у ф- (о3—а4) sin З7.	(18)
Сумма всех коэфициентов формы о^ф-а2ф-.. .ф-а6 = 21.
16
Положим (^4-ae = const; тогда при возрастании (а2	<з5) на
единицу на столько же уменьшится (а3 + я4) и вектор Д4 изме-
нится на
cos 2-[ — cos З7 == 0,6785 — k.
Таким образом зависимость Ar— f (а2 + а5) при <14+ а6= const
графически представится прямой линией с угловым коэфициен-
том k — 0,6785 (фиг. 3).
Фиг. 3. График зависимости Л1=/(а2+в5) Для семицилиндрового
двигателя.
на
Если теперь считать a2+a5=const, то при возрастании (aj+o6)
единицу At изменится на
cos 7 — cos З7 = 1,5245 = с;
следовательно, параллельные прямые Ax=f (а24~а5) при измене-
нии (aj-f-de) на единицу будут отстоять друг от друга по верти-
кали на расстоянии с~= 1,5245.
Вычислив по формуле (17) одно значение Аг (например при
О1-|-а6=3; a24-as=7; a34-G4=ll; Аг= — 9,598), легко нанести всю
сеть прямых Л1=/(а2 + о5) по их угловому коэфициенту k =
= 0,6785 и расстоянию по вертикали с =1,5245.
Сумма коэфициентов по два меняется от 3 до 11 (включи-
тельно), поэтому вертркалБные-прямые через точки а2 4- й5 = 3
ЦИАМ, сб. 12—178—2	' ЬщД	17
/	~ Ante- I
и 11 и наклонные At = f 4- аь) при at 4- ае = 3 и 11 ограничи-
вают возможные значения вектора At в четырех направлениях.
При изменении (<2j4-<z6) от 3 до 7 минимумы (яа+а5)тш равны
10 — (ai4-ae), например, при а1+ае=4 минимум (a24-a5)min=6;
когда аг 4- а6 > 7, (а2 + a5)min = const = 3.
Наименьшие (в алгебраическом смысле) значения вектора Аг для
различных (а1 4- а6) имеют место при минимальных значениях
(п2 + а5) для каждого (аг 4- <7е) — const и при возрастании (fl44-a6)
на единицу будут отличаться друг от друга на
cos 7 — cos 27 = 0,846 = k'.
Прямая с угловым коэфициентом k' = 0,846, проведенная через
точку ах 4- а6 = 3; а24-о6 = 7; Ах=—9,598, соединит точки наи-
меньших значений Аг.
Аналогичными рассуждениями можно доказать, что отрезок
прямой, проведенной через точку а14-а6 =11; а2 4-	= 7;
Ах= 2,598 с угловым коэфициентом k' == 0,846 до встречи с вер-
тикалью а24-а5=11, соединит точки максимальных (в алгебраи-
ческом смысле) значений Аг для различных (аг 4- ав).
Таким образом получается замкнутый шестиугольник (фиг. 3);
в нем заключены все возможные значения вектора Av
Из фиг. 3 легко отобрать те суммы коэфициентов по два
(а14-ае) и (а24-а5), при которых абсолютная величина вектора А±
меньше 1 (табл. 1).
Таблица 1
ai Ч"	+ «с	а3 Ч" аА	lAil	Bi + ае	а2 Ч" а5	оа + °4	1 Л |
8	10	3	0,0600	11	4	6	0,5625
И	3	7	0,1160	8	9	4	0,6185
9	8	4	0,2275	7	11	3	0,7860
10	5	6	0,2835	9	9	3	0,9060
10	6	5	0,3950	10	4	7	0,9620
9	7	5	0,4510				
	Т	а б л и ца 2	Каждой комбинации сумм
			из приведенных в табл. 1
а1> а6	^2»	^4	соответствуют в больший-
			стве случаев четыре различ-
3- 5	4* 6	1' 2	ных расположения криво-
			шипов (для некоторых слу-
3; 5	4; 6	2; 1	чаев восемь).
3; 5	6; 4	1; 2	Так, при Ох 4~ «е = 8; а24-
			4- а5 = 10; а3 4-	= 3 мож-
3; 5	6; 4	2; 1	но принять величины, ука-
			занные в табл. 2.
18
Разности ar—а6; а2—а6 и а3—ал соответственно равны:
Я] ае	а2—а5	й3
—2 —2 —2 —2	—2 —2 +2 +2	—1 +1 —1 +1
Перестановка цифр в первой колонке табл. 2 или во всех
колонках одновременно не дает нового расположения кривоши-
пов. Абсолютные величины векторов Аг и Вг при этом остаются
без изменения, а сама перестановка означает или изменение на-
правления вращения коленчатого вала, или поворот коленчатого
вала вокруг его оси на 180°.
По формуле (18) после подстановки разностей (at—ав), (а2—а5)
и (а3—а4) определятся все четыре вектора В, для Аг=0,0600.
Таким же образом определяются векторы Вхдля остальных зна-
чений Alt помещенных в табл. 1. Сохраняя лишь те расположе-
ния кривошипов, при которых IjBJ < 1, можно отобрать комбина-
ции, дающие наилучшее уравновешивание моментов первого
по рядка.
В табл. 3 перечислены схемы расположения колен, для ко-
торых абсолютная величина коэфициента амплитуды | Сх | —
= IVAJ+Bj | < 1. Таких комбинаций, как видно из табл. 3, оказа-
лось только шесть из общего числа возможных — 360. Наимень-
ший коэфициент амплитуды С2 = 0,07665 получен для схемы
1 — 4 —7 —2 —3 — 5 —6.
Таблица 3
Схемы расположения колен, при которых достигается наилучшее
уравновешивание моментов инерций первого порядка
(Сх < 1)
Схемы расположения колен	|Сх|	ICJ
1—4—7—2—3—5—6	0,07665	9,1488
1—6—3—4—5—2—7	0,2673	1,005
1—6—4—3—5—2—7	0,6376	2,3273
1—4—7—2—3—6—5	0,8221	'	9,6185
1—4 —6 —2 —5 — 3 — 7	0,8510	5,5222
1—5—3—6—2—4—7	0,8515	5,5220
19
Для моментов второго порядка из формул (15) и (16)
^2 = («1 + «в) cos 2? + (д2 + д5) cos З7 + (as 4- д4) cos 7,	(19)
В2 = (а1 — д6) sin 2у — (а2 — а5) sin Зу — (д3 — а4) sin 7.	(20)
Пусть дх; а2;...;ав и at; а2;...;а6 обозначают два таких располо-
жения кривошипов, что коэфициент амплитуды момента п е р-
вого порядка Сх первого расположения равен коэфициенту
амплитуды момента второго порядка С2 второго располо-
жения. Найдем зависимость между коэфициентами форм at и at
этих двух расположений.
Из равенства Q = С2 следует, что Дх = А2 и Вх= В2, или по
формулам (17), (18) и (19), (20) имеем:
(ах 4- д6) cos -у + (а2-фа5) cos 2у 4- (а3 4- а4) cos 3 у =
= (дг 4- а6) cos 2у -ф (а2 4- а5) cos Зу 4-(д3 4- а4) cos у (21)
и
(<Д — ae) sin -у + (д2 — а5) sin 2у 4- (д3 — а4) sin Зу =
= (дх — а6) sin 2у —(а2 — а5) sin Зу — («3 — а4) sin у.	(22)
Из формул (21) и (22) имеем:
а1 4" а6 — а2 4- а5	°2 4- а5 — а3 4" at а3 4" ai — а1 4- «е
Од ~ о2 cig	а2 д5 = а4 	cl2	— пу
или
дх = а2; а2 = я3 = <ze> а4 — пу; д& = д3; ае — а5.	(23)
Первой и второй группам коэфициентов формы соответствуют
схемы расположения колен:
1; а1 4“ 1; о2 4~ 1; n3 4~ 1 i о4 4- 1; <т5 1; а6 4- 1>	(24)
1;	4^ 1 > аъ 4~ 1 > аз Н-1 > ai 4" 1 > as 4” 1 > °e 4~ 1 •	(25)
Заменим at из формул (23) через о,-; тогда взамен уравнения 
(25) получим:
1 > а2 4-1 > ai + 1 > аз 4" 1; (h 4-1; as 4- 1 j a54"l-	(26)
Простая зависимость между уравнениями (24) и (26) позво-
ляет формулировать следующее правило, которое можно обоб-
щить для любого нечетного числа колен.
Если мы, имея какое-либо расположение колен, соста-
вим новую схему, беря числа первого расположения через
одно, то коэфициент амплитуды С\ момента первого по-
рядка первого расположения будет равен коэфициенту ампли-
туды С2 момента второго порядка второго расположения.
20
Применяя выведенное правило и пользуясь данными табл. 3,
легко получить схемы расположения кривошипов, при которых
амплитуды моментов второго порядка минимальны (табл. 4).
Таблица 4
Схемы расположения колен, при которых достигается наилучшее
уравновешивание моментов инерции второго порядка
Схемы расположения колен	|С2|	|Сх|
1—7—3—6—4-2—5	0,07665	3,781
1—3—5—7—6—4—2	0,2673	9,84
1—4—5—7-6—3—2	0,6376	9,60
1—7—3—5—4—2—6	0,8221	2,191
1—6—5—7—4—2—3	0,8510	8,172
1—3—2—7—5-6—4	0,8515	8,172
Для определения схемы расположения кривошипов, наиболее
благоприятной по совокупности уравновешивания моментов пер-
вого и второго порядков, вычислим коэфициенты ампли-
туды С2 для схем, приведенных в табл. 3 (последний столбец
табл. 3).
Наилучшей оказывается такая схема:
1 —6 —3-4-5 —2-7.
Значительно хуже следующая схема:
1 -6 —4 —3-5-2 —7.
Остальные схемы табл. 3 (в частности, 1 — 4 — 7—2 — 3 —
5—6) не могут быть рекомендованы ввиду больших амплитуд
моментов второго порядка.
выводы
Наиболее благоприятными расположениями колен семицилин-
дрового двигателя нужно признать приведенные ниже.
1.	При отсутствии специальных устройств по уравновешива-
нию рекомендуется схема
1 -6 —3 — 4-5 —2-7.
Момент первого порядка принимает второе по малости
значение (С± = 0,2673); момент второго порядка не очень
велик (С2 = 1,005).
2.	Если принять меры по уравновешиванию момента вто-
рого порядка, рекомендуется схема
1-4 —7 —2-3 —5 —6.
21
Здесь амплитуда неуравновешенного момента первого по-
рядка минимальна и равна 0,07665 mRrfb.
3.	Если принять меры по уравновешиванию момента перво-
го порядка, то можно рекомендойать следующую схему рас-
положения кривошипов:
1 —7 —3 — 6 —4—2 —5.
Здесь амплитуда неуравновешенного момента второго по-
рядка минимальна и равна 0,07665 mRaPkb.
Заметим, что приведенные выше схемы расположения колен
в одинаковой мере следует рекомендовать как для двухтактного,
так и для четырехтактного двигателей! (в последнем случае
изменяется только порядок вспышек).
Восьмицилиндровый двигатель
п	о о 360° лсо
Дано:	л = 8; 7° = —— = 45°.
О
По формулам (10а) и (Па) имеем:
Л1 = (ar -j- л,) cos т + (а2 + °e) cos 2у 4- (а3	а5) cos Зу — а4,
Bi = (ai — ai) sin у 4- (а2 — а6) sin 2? 4- (я3 — аз) sin Зу.
После упрощения:
Лс =	[(«г 4- а7) - (ц3 4- а5)] -	(27)
1^*2 Г	I
[(«! — а7) 4- (<г3 — а5)[ 4- (а2 — а6).	(28)
Суммы двух коэфициентов формы, могут равняться любому
положительному числу между 3 и 13 (включительно); следова-
тельно, разности
(«1 +	— (а3 4- а5) = D
в свою очередь будут равны любому целому числу между +10
(вкл ючи тельно).
При отрицательных разностях D вектор Д4 по абсолютной
величине всегда больше единицы; ожидать хорошего уравнове-
шивания при |ДХ|>1 не следует, поэтому отрицательные раз-
ности D не рассматриваются.
Вектор Ах изменяется в пределах от 0,0503 до 12,6568. Отбе-
рем значения D и а4, при которых |	| < 1.
Для этого полагаем D равным последовательно
1, 2, 3 ... 10	(29)
и для каждого D из ряда выражения (29) определим а4 из
условия:
22
—-	г 2
например, при D = 6	4,2426 и при а4 =4 или 5—|
соответственно равно 0,2426 и 0,7574.
В табл. 5 расположены в порядке возрастания А1 все зна-
чения/? и а4, при которых |	| < 1. Число возможных комби-
наций равно 16.
Таблица 5
№ по пор.	D	«4	1 Ах |	№ по пор.	D	а4	1Л1
1	7	5	0.0503	9	5	4	0,4645
2	3	2	0,1213	10	5	3	0,5355
3	4	3	0,1716	11	2	2	0,5858
4	6	4	0,2426	12	8	5	0,6568
5	1	1	0,2929	13	6	5	0,7574
6	8	6	0,3432	14	4	2	0,8284
7	9	6	0,3639	15	3	3	0,8787
8	2	1	0,4142	16	7	4	0,9497
Заданным D и а4 из табл. 5 соответствуют многочисленные
расположения кривошипов.
Определим те из них, при которых |ВХ| < 1.
Рассмотрим в качестве примера первый случай из числа при-
веденных в табл. 5, а именно (см. табл. 6) £> = 7; а4 = 5.
Таблица 6
1		2	3	4	5	6	7	8	9	10
	c3+«s	fll> °т			n4—а~	°3—«5		d	2	|В11<1
13	6	7; 6	4; 2	1; з	± 1	±2	±2	±3 ±1	±2,1213 ± 0,7071	±0,1213
и	4	7; 4	3; 1	6; 2	±3	±2	±4	±5 ± 1	± 3,5355 ± 0,7071	± 0,4645
10	3	7; 3	2; 1	6; 4	±4	±1	±2	±5 ±3	± 3,5355 ± 2,1213	±0,1213
10	3	6; 4	2; 1	7; 3	±2	± 1	±4	±3 ± 1	± 2,1213 ± 0,7071	—
В столбце 1 табл. 6 перечислены возможные комбинации сумм
(Oj + osj) и (а34-а5), ПРИ которых Z) = 7; их оказывается для дан-
ного случая четыре.
В столбцах 2, 3 и 4 по суммам аг + а7; а3 ф- а5 и а2+ав опре-
деляются аг-, ач\ а3, а5; а2; а6. Никакие два коэфициента формы
не могут быть между собой равны; по условию а4 = 5, поэтому
ни один из определяемых коэфициентов не равен 5.
В столбцах 5, 6 и 7 определяются разности коэфициентов
формы по два: ах — ач-, а3 — а&-, а2— ав. Числа внутри столбцов
23
2, 3 и 4 можно менять местами. Чтобы рассмотреть все случаи
расположения колен, разности аА— а7; а3 — я6; а2 — о6 берутся
с двумя противоположными знаками.
В столбцах 8 и 9 даются:
d — (sh—(а3 — аб) и —~.
Прибавляя (алгебраически) к -2 разность а2— а6, полу-
чаем всевозможные коэфициенты Въ из которых в столбце 10
приводятся только меньшие 1. Два противоположных знака при Bt
соответствуют различным направлениям вращения коленчатого
вала и новых комбинаций в расположении кривошипов не дают.
Из данных табл. 6 следует, что при D=7, ай = 5,
At — 0,0503 и при
ах = 7; я7 = 6; а3= 4; аБ = 2; а2 = 1; ав=3; а4= 5 — В^О.1213
7	3	1	2	4	6	5—^=0,1213
7	4	3	1	2	6	5 — Д1=0,4645
Аналогично поступаем для всех остальных данных D и а4 из
табл. 5.
' В результате удается отобрать все комбинации коэфи-
циентов формы а,, при которых
Сг = | X +В, | < 1.
В табл. 7 эти комбинации расположены в порядке возраста-
ния Сх; их число равно 34 из 2520 возможных.
Для моментов второго порядка по формулам (15а) и (16а)
после упрощения имеем:
Если
и
то
А% — <4 (flz 4“ ^б)>
в 2 = («!—а7) — (а3 — а5).
«4 =	+ ае
tZi
2^2 = В^ ~ ^>2 == 0
(30)
(31)
(32)
и моменты второго порядка полностью уравновешиваются.
В остальных случаях С2, как видно из формул (30) и (31),
может равняться любому числу возрастающего ряда
1, /2, 2, /5, /8, 3, /10...
По формулам (30) и (31) определены С2 для всех комбинаций,
перечисленных в табл. 7; только в двух случаях С2=0(9-й и
34-й); еще в одном случае С2 = /2 (1-й). Все остальные комби-
нации, приведенные в табл. 7, имеют большие коэфициенты
24
амплитуд момента второго порядка и без специальных мер
по уравновешиванию момента второго порядка, вряд ли
могут быть рекомендованы.
выводы
Наилучшая уравновешенность восьмицилиндрового двухтакт-
ного рядного двигателя достигается при расположении колен
по. следующим схемам:
1—8 —2 —6—4 —5 —3 — 7
(порядковый номер 9-й табл. 7) и
1-8—2—5—6—3—4-7
(порядковый номер 1-й табл. 7).
Таблица 7
Коэфициенты формы а,-, при которых Сх < 1
(восьмицилиндровый двигатель)
№ по пор.	ЯЦ а,		^6	а4	1 Al	IAI	Сг	А		с2
1	|76	42	13	5 1	0,0503	0,1213)	0,1313	1	1	1,414
2	73	12	46	5	0,0503	0,1213		5	5	-7,071
3	73	16	54	2	0,1213	0,2929)		7	9	11,40
4	53	14	76	2	0,1213	0,2929		11	5	12 08
5	65	37	42	1	0,2929	0,1213		5	5	7.071
6	64	27	53	1	0,2929	0,1213		7	7	9,899
7	72	35	46	1	0,2929	0,1213		9	7	11,40
8	62	34	57	1	0,2929	0,1213)		11	5	12,08
9	| 76	54	12	3I	0,1716	0,4142	0 4483	0	0	0
10	72	14	56	3	0,1716	0,41421		8	8	11,31
11	75	12	34	6	0,3639	0,2929	0,4671	1	3	3,162
12	74	31	26	5	0,0503	0,4645	0,4672	3	1	3,162
13	75	63	14	2	0,1213	0,5355]		3	1	3,162
14	75	16	42	3	0,5355	0.1213		3	7	7,616
15	73	54	26	1	0,2929	0,4645J		7	3	7,616
16	54	62	37	1	0,2929	0,4645		9	3	9,487
17	76	35	21	4	0,4645	0,2929,		1	3	3,162
18	53	12	67	4	0,4645	0,2929		9	3	9,487
19	76	25	31	4	0,2426	0,5858		0	4	4.0
20	63	12	57	4	0,2426	0,5858	Л ВЧ4Л	8	4	8,944
21	74	63	15	2	0,5858	0,2426		4	0	4,0
22	54	61	37	2	0,5858	0,2426J		8	4	8,944
23	74	21	36	5	0,6568	0,1716	0,6788	4	2	4,472
24	74	12	35	6	0,3432	0,5858	0,6789	2	4	4.472
25	76	14	32	5	0,6568	0,4142	0,7765	0	4	4.0
26	64	51	27	3	0,1716	0,7574]		6	2	6,325
27	74	52	16	3	0,1716	0,7574]	0,7766	4	0	4,0
28	63	21	47	5	0,7574	0,1716)		6	2	6,325
29	76	52	13	4	0,2426	0,8284)		0	2	2,0
30	63	21	57	4	0,2426	0,8284	0,8632	8	2	8,246
31	64	51	37	2	0,8284	0,242б|		8	2	8,246
32	76	43	12	5	0,7574	0,4142	0,8632	2	0	2,0
33	74	21	35	6	0,3432	0,8284)		2	2	2,828
34	75	31	24	6	0,3432	0,8284)		0	0	0,0
25
Для первой схемы амплитуда момента первого порядка
принимает третье по малости значение и равна
0,4483 Rv&mb-,
момент второго порядка полностью уравновешен.
Для второй схемы амплитуда момента первого порядка
минимальна и равна
0,1313 mRMr,
амплитуда момента второго порядка принимает третье по
малости значение и равна
1,414 mRvfibl.
Шестицилиндровый двигатель
Метод исследования вполне уясняется из рассмотрения семи-
и восьмицилиндровых двигателей. Для шестицилиндрового огра-
ничимся приведением окончательных результатов.
Коэфициенты амплитуд Сх и С2 моментов первого и вто-
рого порядков меняются от 0 до 7,211 (/52) и могут в за-
висимости от расположения колен равняться любому числу воз-
растающего ряда:
0; 1; /3; 2;/7; 3;/12;/135 4;/19; /20 5.../52".
В табл. 8 даны все схемы расположения колен, при которых
полностью уравновешиваются или моменты первого порядка
(первые две схемы) или моменты второго порядка (схемы
от 8 до 11); кроме того, в табл. 8 приведены все распо-
ложения с коэфициентами амплитуд Сг <1 /3 (схемы от 3 до 7).
Таблица 8
№ по пор.	Схема расположения колен	Ci	с2
1	1—6—2—4—3—5	0	3,464
2	1—6—3—2—5—4	0	6,928
3	1—6—2—3—5—4	1	6,245
4	1—6—2—3—4—5	1	5,196
5	1—6—3—2—4—5	1	6,245
6	1—6—2—5—3—4	1,732	3
7	1—6—3—4—2—5	1,732	3
8	1—5—3—6—2—4	3,464	0
9	1—5—4—6—2—3	5,292	0
10	1—4—5—6—3—2	6,928	0
11	1—3—5—6—4—2	7,211	0
26
Полного уравновешивания двигателя с расположениями колен
по схемам 1 и 2 и от 8 до 11 можно достигнуть, если специаль-
ными мерами уравновесить один из моментов (для схем 1 и 2—
момент второго порядка, для схем от 8 до 11 — момент пер-
вого порядка).
Если таких мер не принимать, то наилучшей схемой надо
признать следующую:
1-6-2-4—3-5,
при которой момент первого порядка полностью уравнове-
шивается, а момент второго порядка сравнительно-невелик
(С2 = 3,464).
Все остальные схемы, приведенные в табл. 8, значительно
хуже указанной.
Инж. В. В. Дейнега
АВИАЦИОННЫЙ АЛЬФАМЕТР ДЛЯ КОНТРОЛЯ СОСТАВА
ГОРЮЧЕЙ СМЕСИ В ПОЛЕТЕ
ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время в большинстве случаев обеднение горючей
смеси во время полетов летчиками контролируется по наруж-
ным признакам, например, открыванием высотного коррек-
тора до исчезновения дыма из выхлопов или в ночное время по
изменению цвета пламени до появления соломенно-желтого вы-
хлопа и т. п.
Более сложным способом является применение тах ом ет р а;
летчик открывает высотный корректор до начала падения
оборотов с дальнейшим небольшим прикрытием его.
Оба эти метода довольно грубы и не могут удовлетворять
требовательного летчика. Определение степени обеднения смеси по
наружным признакам чрезвычайно субъективно, а метод падения
оборотов хотя и регламентирован инструкциями заводов, но ведет
к большой трате топлива. Его применение также несвободно
от проявления индивидуальных особенностей летчика. Кроме
того, при применении этих способов обеднения смеси много
шансов получить ее переобеднение с последующим выходом
мотора из строя.
Наиболее точным и постоянным по своим результатам спосо-
бом контроля обеднения смеси в полете является применение
газоанализаторов или альфаметров.
СХЕМЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ АНАЛИЗА ГАЗОВ
В технике применяется много систем и типов газоанализато-
ров, конструкция которых основана на использовании совершенно
различных принципов. Для примера ниже нами приведены опи-
сания нескольких конструктивных схем, заимствованных из жур-
нала VDI № 13 (т. 81), 27/Ш 1937 г.
1. По плотности газов. В приборе фирмы Ranarex име-
ются две крыльчатки, вращающиеся с одинаковой скоростью.
Одна из крыльчаток помещена в камеру, через которую пропу-
скается исследуемый газ. Вторая крыльчатка помещается в такой
же камере с чистым воздухом. Рядом с этой парой крыльчаток
располагается вторая пара, свободно сидящая на осях. Послед-
няя пара крыльчаток стремится повернуться под действием струи
газа или воздуха, идущей с первой пары крыльчаток. Крутящий
момент передается точному диференциальному указателю, реги-
28
стрирующему разницу в моментах; разница в крутящих момен-
тах возникает вследствие различной плотности газа. Вместо вто-
рой пары крыльчаток можно использовать трубки Пито (сис-
тема Дево).
2. По вязкости газов. Исследуемый! газ и чистый воздух
пропускаются сначала через пористые стенки и далее через
диафрагмы одинакового диаметра. Ввиду того что перепад дав-
лений при проходе пористых стенок пропорционален вязкости
газов, а перепад давлений на диафрагмах пропорционален плот-
ности их, в пространствах между стенками и диафрагмами уста-
навливаются различные давления газа и воздуха, замеряемые
точным диференциальным прибором. Видоизменение этой системы
состоит в замене пористых стенок капиллярными каналами, че-
рез которые просасываются с одинаковой скоростью газ и воздух.
Кроме упомянутых схем, вполне возможны, но практически
еще не осуществлены аппараты, построенные по принципу уче-
та скорости сгорания горючей смеси, или аппараты,
измеряющие высоту внутреннего конуса пламени при
сжигании определенного количества смеси при постоянном да-
влении.
Также не разработан пока для эксплоатации способ определе-
ния качества смеси по спектральному анализу пламени.
Полу химическим методом является метод адсорбции, осно-
ванный на поглощении компонентов выхлопного газа каким-либо
химикалнем, например активированным углем. По увеличению
веса последнего после поглощения можно определить наличие
тех или иных компонентов в выхлопном газе.
Все вышеупомянутые схемы для устройства газоанализаторов
требуют постройки весьма тонких деталей, в противном случае
построенные по этим схемам приборы неприменимы в летных
условиях.
Наибольшее распространение благодаря легкой приспособляе-
мости приборов в авиации и малой зависимости от внешних
условий получили газоанализаторы, построенные по схеме, по
которой используется переменная теплопроводность
выхлопных газов.
Как известно, выхлопные газы, получающиеся от сгорания
смеси воздуха с нефтепродуктами, имеют в своем составе сле-
дующие химические компоненты: СО2; Н2; СО; N2; О2; СН4.
Результаты исследований Ландольта и Бернштейна по тепло-
проводности газов по сравнению с теплопроводностью воздуха
приведены в табл. 1.
Таким образом теплопроводность выхлопного газа будет зави-
сеть от присутствия различных компонентов и, главным образом,
от Н2 и СО2 ввиду наибольшей разницы в их теплопроводности.
Многими исследованиями было выяснено, что при богатой
смеси, например с соотношением топлива к воздуху 1 :10, харак-
терным является присутствие водорода (~2%) и почти полное
отсутствие углекислоты.
29
Таблица 1
Газы	кг-кал]м-час °C	По отношению к тепло- проводности воздуха, принятой за 100
Углекислота СО., .		0,013	62 (64) *
Окись углерода СО		0,019	91 (98)
Азот N2		0,021	100 —
Кислород О2		0,021	100 (102)
Метан СН4		0,026	124 (137)
Водород Н2	 .	0,150	715 (672)
Большое процентное содержание СО не играет роли, так
как теплопроводность ее почти равна теплопроводности воздуха.
Для смесей топливо — воздух с соотношением 1 : 13, представляю-
щим нормальную регулировку большинства карбюраторов, коли-
чество водорода будет несколько меньше, а процент углекис-
лоты возрастет почти в 8 раз.
В еще более бедных смесях (например 1:15) присутствие
водорода практически будет неощутимо, количество же угле-
кислоты может достигнуть 14% (по Judge). Основную массу
продуктов сгорания по объему будет представлять азот N2, но,
как и другие компоненты СО, О2 и СН4, в данном случае он
почти не играет роли. Объяснением этому служит степень тепло-
проводности (см. табл. 1). Кроме того, количество метана СН4
в выхлопных газах по произведенным анализам оказалось незна-
чительным (^ 0,2%), что при малом различии в теплопроводности
не может играть роли.
СХЕМА УСТРОЙСТВА АВИАЦИОННОГО АЛЬФАМЕТРА
На основании ранее изложенного понятно, что при вполне
определенной связи между присутствием того или иного компо-
нента в выхлопных газах и качеством горючей смеси, идущей
в этот момент на сгорание, можно по теплопроводности газов
определить с достаточной точностью и изменение в отношении
между топливом и воздухом, а отсюда вычислить коэфициент
избытка воздуха а, с которым в данный момент мотор работает.
В большинстве употребляемых в настоящее время альфамет-
ров данного типа основным элементом конструкции является
мостик Уитстона (фиг. 1); при этом два плеча мостика (I и IV)
погружены в исследуемый выхлопной газ, два другие (II и III)
имеют сообщение с наружным воздухом.
При нагревании всего мостика электрическим током от акку-
мулятора приблизительно до 100°С получается различная тем-
пература его плеч ввиду различия в процентах рассеивания
В скобках даны цифры по таблице, составленной Стефаном.
30
I
Фиг. 1. Электрическая схема альфаметра Кембридж.
31
тепла через воздух и выхлопной газ. Это различие является
следствием разной теплопроводности.
Так как перемена температуры влечет, как известно, измене-
ние электрического сопротивления, то при пропускании выхлоп-
ного газа того или иного химического состава мостик будет
иметь разное сопротивление плеч; поэтому стрелка чувствитель-
ного гальванометра, включенного в диагональ мостика, покажет
отклонение. Надо заметить, что присутствие водорода дает
повышение теплопроводности и уменьшение температуры и со-
противления „погруженных" плеч, а присутствие углекислоты
вызывает понижение теплопроводности и увеличение темпера-
туры и сопротивления этих плеч.
В результате при обеднении или обогащении смеси стрелка
будет плавно переходить от одного конца шкалы к другому;
при этом в каком-то месте шкалы можно будет отметить нуле-
вое положение, соответствующее моменту, когда теплопро-
водности выхлопного газа и воздуха будут равны. Отметка нуле-
вого положения необходима при тарировке и проверке прибора.
Из импортных приборов наиболее распространенными в на-
стоящее время являются альфаметры фирмы Кембридж. Комп-
лект состоит из датчика (фиг. 2) и гальванометра.
Датчик имеет: 1) мостик Уитстона, плечи которого сделаны
из платиновых нитей (диаметром 0,02 мм) с дополнительными
сопротивлениями, 2) фильтр для предварительной очистки газа
от механических примесей, сажи и пр. и 3) компенсатор влияния
водяных паров в виде смачиваемого водой фитиля.
Гальванометр имеет вмонтированную в него барретерную
лампу, служащую для стабилизации силы пропускаемого электро-
тока при изменении подводимого напряжения в пределах от
22 до 30 V. Для освещения шкалы гальванометра имеется спе-
циальная лампочка. На шкале нанесены деления от 0,11 до 0,066.
Эти деления представляют собою выраженные в десятичных дро-
бях отношения в смеси топливо—воздух в пределах от 1 :9,1
до 1:15Д. В этих пределах охватываются все возможные в на-
стоящее время в эксплоатации режимы работы бензинового мо-
тора, соответствующие величинам коэфициента избытка воздуха а
приблизительно от 0,61 до 1,02.
Кроме этой шкалы, на приборе дополнительно помещается
вторая шкала наддува, расположенная таким образом, чтобы
определенным величинам а соответствовали величины наддува pk,
для которых эти а являются наиболее желательными. Таким
образом, имея по мановакуумметру определенную величину pk,
летчик должен, манипулируя высотным корректором, получить
на альфаметре положение стрелки против этой же величины рь.
С этого момента мотор будет работать на оптимальном режиме,
потребляя минимальное количество топлива, допустимое в суще-
ствующих условиях.
Тарировка прибора производилась фирмой на топливе, близко
совпадающем по химическому составу с топливом марки Б-70.
32
Фиг. 2. Схема прохода газов в датчике.
1—блок с плечами мостика Уитстона; 2—фильтр с металлической стружкой;
3—компенсатор водяных паров (фильтр).
ЦИЛМ, сб. 12—178—3
33
ОПЕЧАТКИ
Стр.	Строка	Напечатано	Должно быть	По чьей вине
33	1 снизу	(фильтр)	(фитиль)	авт.
ЦИАМ. Сборник № 12. Зак. № 178.
При переводе величин отношения топлива к воздуху (так назы-
ваемая Р) в более принятые у нас величины коэфициента избытка
воздуха а нужно пользоваться формулой:
где Lo — теоретически необходимое количество воздуха для его -
рания 1 кг топлива. Для топлива марок Б-70, Б-74 и Б-78 оно
равно приблизительно 14,8 —14,9. В случае же применения сме-
сей с ароматиками, как, например, бензол, толуол, или спирто-
вых, эта величина изменяется.
Таким образом левая часть шкалы будет соответствовать
более богатой смеси, средняя — крейсерскому режиму,
правая — более бедной смеси вплоть до а = 1,02. Необходимо
иметь в виду, что при переобеднении смеси стрелка прибора,
дойдя до упора, пойдет назад, так что при а > 1 можно полу-
чить неверные показания порядка а = 0,92 — 0,98. Вследствие
этого переход к бедным смесям должен производиться очень
осторожно. Причиной обратного движения стрелки является
уменьшение содержания СО2 в газах, получающихся при сгора-
нии сильно обедненной смеси (а> 1) (фиг. 3).
Приборы фирмы Кембридж выпускаются в настоящее время
в комплектах на 1, 2 и 4 мотора. Комплект на два мотора вклю-
чает гальванометр с двумя стрелками и два датчика; в комплект
на 4 мотора включен гальванометр специального профильного
типа со шкалами в вертикальном направлении и четырьмя дат-
чиками. В более ранних выпусках (1934—1935 гг.) фирма вклю-
чала в комплект еще коммуникационную коробку, в которой
имелась барретерная лампа, двойной двухполюсный переключа-
тель и дополнительные сопротивления.
Из импортных приборов можно упомянуть также об альфа-
метре типа Брииз (Breese), имеющем несколько другое конструк-
тивное выполнение, но работающем по тому же принципу пере-
менной теплопроводности с использованием в датчике мостика
Уитстона.
Первым альфаметром отечественного изготовления был аль-
фаметр под маркой ГЭА-2. Схема данного прибора, работающего
по принципу теплопроводности, несколько отличалась от схемы
прибора Кембридж. Прибор не имел барретерной лампы, регу-
лировка силы тока производилась вручную реостатом, кроме
того, его показания сильно зависели от режима работы мотора и
условий полета.
Все это привело к решению снять прибор со снабжения и
заменить его более совершенным прибором ГЭА-ЬО.
Электросхема прибора ГЭА-50 (фиг. 4} отличается от схемы
прибора Кембридж. В конструктивном отношении представляют
интерес установки барретерной лампы на датчике, такая уста-
новка вызвана применением стандартного указательного при-
бора.
34

I
Фиг. 3. Содержание различных компонентов в выхлопном газе (по Judge)-
35
Регулировка нуля
Фиг. 4. Электрическая схема альфаметра ГЭА-50.
I
Несмотря на большую тряску подмоторной рамы, на которой
обычно крепится датчик, случаев выхода ламп из строя в экс-
плоатации немного. Резиновые амортизаторы (лорды) хорошо
предохраняют как барретер, так и мостик от сотрясений.
Одновременно с выпуском прибора ГЭА-50 начался выпуск
приборов ГО-9, ГД-9 и ГЦ-9; конструктивно схема этих прибо-
ров похожа на схему приборов Кембридж. Прибор ГЦ-9 пред-
ставляет собою комбинацию альфаметра одномоторного типа с
комплектом термопары под свечу и имеет на гальванометре со-
ответствующую шкалу в °C.
Кроме чисто эксплоатационных приборов, фирмой Кембридж,
а также отечественными заводами выпускаются контрольные
тарировочные комплекты. В одном ящике этого комплекта име-
ется гальванометр с датчиком и сухой батареей, гальванометр
обычно имеет увеличенную шкалу для более точного отсчета.
СХЕМЫ УСТАНОВКИ И ТРЕБОВАНИЯ К НИМ
На основании данных летных испытаний приборов в настоя-
щее время выработаны типовые схемы установки альфаметров
на самолетах (фиг. 5 и 6).
Ввиду одинаковых требований к установке эти схемы могут
быть применены ко всем существующим в настоящее время
альфаметрам самолетного типа.
В случае отступления от типовых схем необходимо выполнить
следующие условия:
1.	Производить вварку заборного и отсасывающего патруб-
ков (фиг. 7) в таком месте выхлопного коллектора, в котором
будет обеспечен перепад давлений в 25 мм вод. ст. как мини-
мум при всех режимах полета и работы мотора. Максимальный
перепад не должен превышать 400—500 мм. Во избежание под-
соса свежего воздуха в трубки альфаметра нельзя распо-
лагать заборный патрубок ближе чем на 200—250 мм от сво-
бодного конца выхлопа. Кроме того, чтобы не получилось раз-
жижения выхлопных газов, необходимо тщательно проверять
соединения трубок и коллектора. Подсос воздуха переместит пока-
зания альфаметра в сторону бедных смесей при работе на смесях
с а < 0,87 и в сторону богатых смесей при работе с а > 0,87.
2.	Обеспечить соответственным расположением трубок полное
удаление конденсата из системы по направлению потока газа.
Выделение конденсата, особенно в охлажденных местах, напри-
мер в конце отсасывающей трубки, может привести к искажению
в показаниях, а при замерзании конденсата — к полному отказу
прибора от работы.
3.	Рассчитать длину заборной трубки так, чтобы обеспечить
охлаждение выхлопного газа, причем максимальная температура
выхлопного газа в датчике не должна превышать 50—60° С.
Отсасывающая трубка должна быть по возможности короче, но
в то же время ее конец должен быть расположен в простран-
стве с пониженным давлением для ' обеспечения отсоса газов.
37
Фиг. 6. Установочная схема для блочного мотора.
;_тпубка из красной меди 8Х'О мм; уклон для слива конденсата, 2—трубка из красной меди, длина не менее 1000 мм;
.’-помещения для подъема шасси.
4. Не допускать постановки заборной трубки на одиночный
выхлоп, так как, кроме сильных пульсаций потока, при этом полу-
чится отражение работы лишь одного-двух цилиндров, а не всего
мотора.
5. При заборе газа из объема с сильно повышенным давле-
нием (например из турбокомпрессора) необходимо или включать
отсасывающую трубку
обратно в это же про-
странство (обеспечив не-
обходимый перепад дав-
лений за счет скоростного
напора), или же при вы-
пуске газа в атмосфе-
ру на заборной трубке
ставить дросселирующее
приспособление,например
впаивать жиклер. При
этом необходимо учиты-
вать, что вследствие раз-
режения на высоте пере-
пад давлений на датчике
будет увеличиваться.
6.	Производить элек-
тропроводку нормальным
медным проводом сече-
нием 1 —1,5 мм2 с хоро-
шей резиновой изоляцией.
7.	Учитывать, что при-
бор подключается к само-
летной сети напряжением
26—30 V.
8.	При установке, а
также периодически во
время эксплоатации тща-
тельно проверять чистоту
Фиг. 7. Заборный и отсасывающий патрубки, контактов как в самих
приборах, так и в пере-
1—трубка 8 X 10 мм из красной меди или стальная;	хггчогчЛх/оv
2—трубка 8Х 10 мм из нержавеющей жароупорной ХОДНЫХ KOpuUKdA.
стали-	Перед пуском прибора
t в работу должно быть
проверено положение стрелки на нулевой отметке шкалы
(отметка „А“ на приборе Кембридж и отметка V прибора ГЭА-50)
при невключенном приборе. В случае необходимости стрелку
надо передвинуть поворотом винта спереди прибора.
Кроме того, необходимо проверить электрический нуль, для
чего вынуть стружку из датчика (см. схему на фиг. 2) и зало-
жить на ее место на 15—20 мин. слегка смоченную в воде тряпку,
концы или вату. После этого включить прибор, и если через
2—3 минуты, необходимые для прогрева мостика, стрелка не
40
встанет на ту же метку шкалы, необходимо передвинуть ее,
вращая реостат, помещенный на датчике (отметка „3“ прибора
Кембридж). Затем вынуть тряпку и уложить обратно стружку.
Если стружка загрязнена, то ее нужно промыть бензином и далее
водой, после чего высушить. Одновременно нужно отвернуть
пробку фитиля, проверить наощупь его влажность, если нужно
смочить водой и отжать, после чего поставить фитиль на место.
ПРОВЕДЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ
испытаниям на стендовых
Фиг. 12. Общий вид альфа-
метра Кембридж.
Приборы Кембридж, ГЭА-50, ГО-9, ГД-9 и ГЦ-9 были подверг-
нуты контрольным и тарировочным
установках ЦИАМ и НИИ ГУАС КА,
а также в летных условиях на само-
летах разных типов.
На стендовых установках ЦИАМ
проверялись *:
1)	стабильность показаний прибо-
ров при разных условиях работы
(например, при разных расходах газа,
температурах, давлениях и т. п.);
2)	синхронность показаний десяти
комплектов, включенных одновремен-
но в одно место выхлопного трубопро-
вода и при одинаковых условиях
опыта;
3)	точность показаний по сравне-
нию с эталонным прибором, а также
с подсчитанными величинами обед-
нения, полученными из замеров рас-
хода воздуха (соплом) и топлива
(штихпробером);
4)	чувствительность приборов, оп-
ределяемая при помощи съемки кино-
аппаратом отклонений стрелок не-
скольких альфаметров и секундомера,
помещенного на том же щите.
Результаты перечисленных испытаний отражены в графиках
(фиг. 8,9, 10 и 11). Кратко эти результаты можно охарактеризо-
вать следующим образом:
1. Изменение давления в воздушных камерах приборов от
760 до 300 мм рт. ст. (что равнозначно поднятию прибора до
высоты 7200 м') практически не влияет на показания приборов.
2. Изменение температуры выхлопного газа, подводимого в
датчик, не влияет на показания приборов в испытанных преде-
лах от -J-20 до +70° С. Практически, невидимому, пределами
являются температура замерзания конденсата (около 0°С) и тем-
* Испытания проводил инж. Губанков.
41
коэфиииент а по показаниям приборов
Мпфициент d, тдсчитоннЬи по замерам расходов топлива и Воздуха
Фиг. 8. Стабильность показаний одного комплекта при разных режимах работы мотора.
ЦИАМ сб. 12—178
<4/
to-
Кпэфициешп cf по показания» приборов
Фиг. 9. Синхронность показаний одиннадцати комплектов приборов
при постоянном режиме работы мотора.
Коэфщирнт-в по показаниям приборов
Фиг; 10. Испытание на точность показаний нескольких приборов и эталона.
ЦИАМ сб. 12—178
нюфтиент; а по показаниям приборов
То to 1 То to Т ~$б	70	80	90 сёк
Время реагирования приборов
"	'	„	1	?	I
Фиг. 11. Чувствительность показании одиннадцати комплектов на изменение качества смеси.
JHAM сб. 12—178
цература расплавления шеллачного лака, на котором вклеены
плечи мостика Уитстона.
3. Чувствительность приборов, т. е. скорость перехода стрелки
на новое положение при перестановке высотного корректора,
зависит от количества газов, проходящих через датчик. Чем
больше объем газов, тем чувствительность прибора больше.
4. Точность всех испытанных приборов лежит в допустимых
.для эксплоатации пределах и близко сходится с точностью эта-
лонного прибора. Приборы всегда показывали несколько более
богатую смесь, чем непосредственные замеры (по расходу воз-
духа и топлива). Причина этого пока точно не установлена; по
всей вероятности, эталонный прибор тарирован на топливе, не-
сколько отличающемся по химическому составу от употребляе-
мого у нас.
Проведенные в НИИ ГУАС КА испытания приборов на одно-
цилиндровой установке также дали положительные результаты,
вследствие чего альфаметры были допущены к летным испыта-
ниям.
На основании летных испытаний были установлены выше-
приведенные типовые схемы размещения приборов на самолетах
и выпущены инструкции по работе с альфаметрами. Ниже при-
ведены главнейшие эксплоатационные замечания и требования,
выяснившиеся после первых летных испытаний.
1.	Альфаметром можно пользоваться на всех высотах и ре-
жимах полета за исключением планирования или пикирования
самолета с сильно прикрытым дросселем. В этом случае вслед-
ствие больших скоростей воздуха и малого давления газов све-
жий воздух будет заходить в трубопровод, в результате чего
прибор покажет обедненную смесь.
2.	Хотя стрелка прибора начинает свое движение через 3—
5 сек., но окончательно переходит в новое положение через
40—60 сек.; поэтому высотный корректор необходимо откры-
вать плавно с некоторой выдержкой для того, чтобы стрелка
шрибора успела перейти в новое положение.
3.	При взлете стрелка прибора должна стоять в левой части
шкальц показывая богатую смесь. Высотный корректор при
взлете должен быть закрыт; пользование им при наборе высоты
„должно производиться только согласно инструкциям, выпущенным
НИИ ГУАС КА и моторным заводом на основании результатов
испытаний двигателя данного типа.
4.	На малых оборотах двигателя, вплоть до п — 0,5 номиналь-
ных, прибор работает вяло ввиду плохого прохода газа. Обычно
на малом газе стрелка уходит в крайнее левое положение на б о-
гатую смесь. Пользоваться альфаметром в это время нельзя.
5.	Альфаметр включают, как и остальные электрические при-
боры, на все время полета. Если же во время работы произой-
дет перерыв в снабжении электрическим током, то для полу-
чения точных отсчетов необходимо выдержать 2—3 мин. для
прогрева мостика.
-42
ДЕФЕКТЫ ПРИБОРОВ И ИХ УСТРАНЕНИЕ
Во время работы могут быть обнаружены следующие неисправ-
ности:
1.	Прибор при включении тока не реагирует и стрелка оста-
ется на месте.
Причина заключается в обрыве провода в цепи питания
или в цепи гальванометра; перегорела барретерная лампа (бар-
ретер нормально накаляется до темнокрасного каления).
Проверка производится обычным способом на лампочку
или звонок, но обязательно при отключенном гальванометре и
датчике. Место обрыва провода чаще всего бывает около кон-
тактов и штепсельных соединений.
2.	При включении тока стрелка прибора резко отбрасывается
до упора влево или вправо и в дальнейшем на шкалу не вы-
ходит.
Причина заключается в обрыве плеча мостика Уитстона.
Исправление на месте невозможно; датчик подлежит за-
мене, а неисправный — отсылке в ремонт на завод.
Иногда такая же картина наблюдается при замыкании какого-
нибудь провода на массу. В этом случае нужно, отключая от-
дельные участки схемы, выяснить, где получилось замыкание
и устранить его.
3.	Стрелка прибора при работе не останавливается на одном
делении, а ходит по всей шкале резкими скачками.
Причина заключается в плохом контакте в соединениях
проводов, т. е. начинается обрыв провода.
Исправлени е—просмотреть проводку и подтянуть контакты.
4.	При работе на полном газе, несмотря на резкое передви-
жение высотного корректора, стрелка прибора двигается вяло,
останавливаясь в разных местах шкалы.
Причина заключается в засорении заборной или отсасываю-
щей трубки; возможно также, что трубка треснула.
Исправление — продуть сжатым воздухом; в крайнем слу-
чае снять трубки и отжечь. Фирма Кембридж предлагает чистить
трубки куском сверла соответствующего диаметра, приваренным
к концу гибкого валика от тахометра.
5.	Прибор показывает явно обедненную смесь или стоит на
нулевой метке шкалы („А“ или V).
Причина заключается в появлении трещины или полной
поломке заборной трубки, вследствие чего в нее попадает све-
жий воздух. Возможен также подсос воздуха через плохо по-
ставленную крышку фильтра на датчике.
6.	При показаниях прибора обогащенной смеси и при неуве-
ренности в его правильной работе рекомендуется сначала про-
верить компоновку жиклеров карбюратора и обратить внимание
на цвет пламени выхлопа. Если имеется контрольный перенос-
ный прибор, желательно приключить его трубки через тройники
и сравнить показания обоих альфаметров.
43
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
На основании данных проведенных испытаний как стендовых,
так и летных можно сказать, что альфаметры в настоящее вре-
мя являются необходимыми бортовыми приборами, помогаю-
щими летчику держать правильный режим мотора и тем самым
соблюдать экономию в расходовании горючего. Альфаметры
зарекомендовали себя во всех длительных перелетах; их ставили
на самолеты при выполнении всемирно известных перелетов.
По предварительным данным из эксплоатации этих приборов-
можно отметить приблизительную цифру экономии топлива в
20—25%. Кроме того, немаловажным фактом является предохра-
нение моторов, особенно воздушного охлаждения, от пережога
во время работы на обедненных смесях, так как при применении
альфаметров обеспечивается постоянный контроль качества
смеси во все время полета.
ЛИТЕРАТУРА
1.	Инструкция фирмы Кембридж, присылаемая с приборами.
2.	D. Boerlage and L. Peletier, Mixture strenght in petrol engines con-
tinuosly controlled by electric exhaust gas analysers, I. R. A. S., XI, № 311, 1936.
3.	R, Joung, Air Cooled Radial Aircraft Engine Performance Possibilities,
I. S. A. E., t. 38, АГ» 6, 1936.
4.	B. D’Alieva and W. Lovelle, Relation of exhaust gas composition to-
air fuel ratio, 1. S. A. E., № 3, 1936.
5.	W. Schultes, Die Messung der Gaszusammensetzung, VDI, № 13, S. 373
1937.
6.	А. П. Балуев, Альфаметры Кембридж и их установка на самолете,
ТВ.Ф № 12, 1939.
7.	Отчеты по испытаниям альфаметров в лабораториях №7 и 8 ЦИАМ.
8.	А. Джо дж, Автомобильные и авиационные двигатели, ч. 1, ст.р. 15,1939.
9.	Инструкции заводов, присылаемые с приборами.
С. Н. Кунаев
РАСЧЕТ СМАЗКИ ПОДШИПНИКА ГЛАВНОГО ШАТУНА
ЗВЕЗДООБРАЗНОГО МОТОРА И НЕКОТОРЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ
ИСПЫТАНИЙ
ВВЕДЕНИЕ
Для обеспечения надежной работы подшипника скользящего
трения необходимо обильно прокачивать через него масло для
отвода тепла. Тепловое равновесие в подшипнике может уста-
новиться при всяком количестве протекающего масла, но при
недостаточном количестве его температура подшипника может
возрасти до недопустимо большой величины. Увеличить количе-
ство протекающего через подшипник масла можно несколькими
способами: 1) увеличением давления подачи масла, 2) увеличе-
нием диаметрального зазора в подшипнике, 3) расширением от-
верстий и лыски в шейке вала для подачи и распределения масла,
4) применением более легкого масла или 5) повышением темпе-
ратуры подачи масла.
Во время пуска мотора и в первые минуты его работы в за-
зор подшипника попадает очень мало масла, так как холодные
и узкие каналы и зазоры представляют большое сопротивление
«го движению. Недостаток масла в подшипнике в начале работы
приводит к резкому ухудшению поверхностей скольжения. Для
улучшения работы подшипника при пуске (и при режимной ра-
боте) необходимо по возможности уменьшить сопротивление
маслу на пути от помпы к зазору.
Масляный слой в самом узком месте зазора имеет толщину
в несколько микрон. Неизбежные неточности изготовления, как,
например, эллипсность и конусность, неточности монтажа, дефор-
мации шейки и втулки во время работы, могут дать каждая в
отдельности величину, значительно большую наименьшей тол-
щины масляного слоя. В неблагоприятных случаях наложения
лри недостаточном питании подшипника маслом эти факторы
могут вывести подшипник из строя.
В первые часы работы двигателя нагрузка в подшипнике
распределяется неравномерно — края нагружены больше, чем
средняя часть. По мере износа нагрузка распределяется все более
и более равномерно. Длительно работающая шейка в нагружен-
ной части приобретает профиль бочки. В рабочем состоянии
{при наличии прогиба или перекоса) при такой форме получается
лучшее прилегание шейки к втулке и, следовательно, более
45
равномерное распределение нагрузки. Края втулки также изнаши-
ваются больше, чем средняя часть, но форма втулки зависит
еще и от механических и тепловых деформаций и, смотря пс-
их величине, может быть раструбной, цилиндрической и бочко-
образной.
Надежно и с малым износом (при чистом масле) может ра-
ботать только приработавшийся подшипник, так как только в
таком подшипнике скользящие поверхности могут быть отделены
масляным слоем в несколько микрон. Поэтому необходимо сде-
лать все возможное для того, чтобы ускорить процесс прира-
ботки, например делать шейку с профилем, близким к профилю
длительно работавшей шейки (профиль бочки), обильно смазы-
вать подшипник тщательно профильтрованным маслом при при-
работке (для улучшения теплоотвода) и т. д.
В этой статье автор дает расчет смазки подшипника главного
шатуна звездообразного двигателя и приводит некоторые резуль-
таты испытаний подшипников на моторах. Расчет смазки под-
шипника произведен по следующей схеме. Взято три значе-
ния средней температуры подшипника (из числа возможных),
в 100, 110, 120° С. Для каждой из этих температур вычис-
лена наименьшая толщина масляного слоя, работа трения и
количество масла, необходимое для отвода тепла при различ-
ных значениях диаметрального зазора (от 0,08 до 0,16 мм)..
Для тех же данных вычислено количество масла, которое
может протечь через подшипник. Сопоставляя эти данные, нахо-
дим интервал зазоров, в котором оба количества равны и в кото-
ром, следовательно, устанавливается тепловое равновесие.
1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ПОДШИПНИКА,КОЛИЧЕСТВА ПРОТЕКА-
ЮЩЕГО МАСЛА И НАИМЕНЬШЕЙ ТОЛЩИНЫ МАСЛЯНОГО СЛОЯ
Наименьшая толщина масляного слоя зависит от следующих
факторов; нагрузки, скорости скольжения, диаметрального зазора,
вязкости масла, длины и, наконец, диаметра втулки. Для опре-
деления толщины слоя будем пользоваться данными табл. 1
Таблица 1
Ро2 »]Г3/<й 	X		0,9 0,1	1,9 0,2	2,9 0,3	3,9 0,4	5,1 0,5	6,6 0,6	8,8 0,7	12,5 0,8	22,8 0,9	43,1 0,95	53,1 0,96	88,7 0,97
Здесь Р—нагрузка; 8—радиальный зазор (разность радиусов втулки и шейки); т,—вязкость абсо-
лютная; /—радиус шейки; I—длина втулки; ш—угловая скорость; отношение ——безразмерно;,
у — относительный эксцентриситет (отношение расстояния между центрами шейки и втулки к:
разности радиусов).
Наименьшая толщина масляного слоя h . — (1 — у) 6.
ПИП х
N 12 ?Q37Ma3Ke подшипника с переменной нагрузкой см. „Дизелестроение",.
46
Таблица 1 составлена для случая равномерно вращающейся
силы, причем вектор силы вращается в ту же сторону, что и
шейка, и с той же скоростью. Поправочные множители для
безразмерного характеристического отношения определяются
данными табл. 2.
Таблица 2
d 1	2,5	1,7	1,3	0,85	0,6
Поправочный множитель .	5,9	з,з	2,4	1,7	1,4
Момент трения будем определять в зависимости от относи-
тельного эксцентриситета по табл. 3 *.
Таблица 3
7,	0,2	0,4	0,6	0,8	0,9	0,95
М	ад-;-	7 4^И/ ’	6	o2/'W 6	13,2 r~4Vl О	19,0^ О	27,9^ О
Количество масла, которое может протечь через подшипник,,
определим последующей формуле**:
Г	3^	-1
по Г2тц8 Ь . п „ Ре"-е 32 I .
0,08—у--г + 0,3---------м мин,
1	L	7]ср а J
где v — скорость скольжения в м1сек-, b — длина лыски на шейке вала; ре—
давление подачи масла в зазор в ат-, а — расстояние от края лыски
до края втулки.
Количество масла, которое необходимо пропустить через под-
шипник для отвода тепла, Q' л{мин определим из следующего
равейства:
где Д/ — перепад температуры; удельная теплоемкость масла принята равной
0,45 кг-кал]сек (на 1 л). Вязкость масла сорта СО дается следующей
таблицей:
/°C	20	40	50	60	70	80
„	кг-сек Вязкость V] 	=— ' л2	0,131	0,0290	0,0160	0,00942	0,00585	0,00397
/°C	90	100	НО	120	130	150
кг -сек Вязкость 7]		0,00288	0,00197	0,00146	0,00114	0,000895	Т),0005(54
* Гидродинамическая теория смазки, „Дизелестроение", № 8—9, 1936.
** Трение и износ в машинах, II, „Доклады", Институт машиноведения
Академии наук СССР, 1940 (печатается).
47
Данные для расчета: Р = 12000 кг-, п = 2200 об/мин.; г = 41 мм-,
1 — 82 мм-, v — 9 м/сек-, b — 52 мм-, а = 15 мм.
Перепад температуры А/ будем вычислять, беря разность
температур выходящего и входящего масла.
Момент трения и количество протекающего масла будем вы-
числять по средней вязкости в зазоре подшипника.
При движении по каналам масло нагревается; примем темпе-
ратуру масла в полости шейки на 20° выше температуры входа
масла (60°).
Средняя температура масла в полости шейки при температуре
вытекающего масла в 100° равна 1/2 (80 + 100) = 90°. Для давле-
ний масла на входе от 4,5 до 5,5 ат давление в канале лыски
шейки может быть принято равным 4 ат (ре = 4 ат).
Таблица 4
t = 100°
D — d мм	0,08	0,09	0,10	0,11	0,12	0,13	0,14	0,16	0,18
Р-68 1,93	 г1100г31ш	14,5	18,3	22,6	27,4	32,4	38,2	44,2	57,8	73.2
Лт,.„ мм			0,005	0,005	0,004	0,004	0,0035	0,003	0,003
Л4 кгм = ^9о)			1,35	1,35	1,45	1,42	1,41	1,31	1,26
Количество масла, не- обходимое для отвода тепла подшипника (Д/=20°)			4,9 л]мин	4,9	5,2	5,1	5,1	4,7	4.5
Количество масла, мо- гущее протечь через подшипник (<]ср=			1,2 л!мин		2,0	2,4	2,9	4,2	5.7
Табл. 4 показывает, что температура 100° в подшипнике мо-
жет установиться только для зазоров в пределах от 0,16 до
0,18 мм, так как только в этом случае устанавливается тепло-
вое равновесие. Количество протекающего через подшипник
масла будет около 4,6 л/мин. Наименьшая толщина масляного
слоя будет 0,003 мм.
Температура 110° в подшипнике устанавливается при зазо-
рах от 0,13 до 0,14 мм. Количество протекающего масла будет
около 3,2 л/мин. Толщина масляного слоя 0,003 мм.
Температура 120° в подшипнике устанавливается при зазорах
от 0,11 до 0,12 мм. Количество протекающего через подшипник
масла будет около 2,2 л/мин. Наименьшая толщина масляного
слоя будет 0,0025 мм.
Таким образом получается, что для интервала зазоров от
0,09 до 0,16 мм толщина масляного слоя составляет несколько
микрон. Эта величина очень мала в сравнении с неточностями
-48
t= 110
Таблица 5
D — d	0,08	0,09	0,10	0,11	0,12	0,13	0,14	0,16
Р  62 1,93	„ ^ior3Z<D			30,0	36,3	43,2	50,7	58,8	
^min			0,004	0,0035	0,003	0,003	0,003	
М кгм C'lcp^^s)			1,32	1,32	1,38	1,35	1,30	
Количество масла, необходимое для отво- да тепла подшипника (Д1=30°)			3,2 л]мин	3,2	3,3	3,2	3,1	
Количество масла, могущее протечь че- рез подшипник (Т1Ср=1Г195)			1,4 л]мин	1,8	2,2	2,7	3,3 1	
Таблица 6
D — d	,0,08	0,09	0,10	0,11	0,12	0,13	0,14	0,16
Р& 1,93	 Ъог/“			39,1	47,4	56,1	66,1		
^min			0,003	0,0025	0,0025			
М кгм (’Icp =			1,28	1,26	1,23			
Количество масла, необходимое для отво- да тепла подшипника (Д/=40°)			2,3 л/мин	2,3	2,2			
Количество масла, могущее протечь че- рез подшипник Kp^ioo)		I	1,7 л]мин	2,1	2,6			
								
ЦИАМ, сб. 12—178—4
49
посадки находится
В
Фиг. 1. Схематическое изображение ци-
линдров до запрессовки (пунктирные
линии) и после запрессовки (сплошные
обработки, монтажа и в сравнении с величиной деформаций
шейки во время работы.
Достаточно поэтому незначительного' перекоса или прогиба
шейки или деформации втулки для того, чтобы имело место
частичное трение без смазки. Это даст дополнительное трение,
которое вызовет повышение температуры подшипника и потре-
бует усиления прокачки масла. Поэтому расчет, основанный на
предположении чисто жидкостного трения, может быть при-
менен только к хорошо приработавшемуся подшипнику *.
2.	МЕХАНИЧЕСКАЯ И ТЕПЛОВАЯ УСАДКА ВТУЛКИ
Втулка сажается в головку шатуна с натягом; величина на-
тяга находится в пределах от 0,05 до 0,10 мм. Материал втулки
напряженном состоянии. Если
напряжение выходит за пре-
дел текучести, то втулка дает
усадку. При некоторой разни-
це в средней температуре
втулки и головки шатуна по-
лучается дополнительный на-
тяг и, следовательно, допол-
нительная усадка (фиг. 1).
Вычислим приближенно ве-
личину напряжений в простей-:
шем случае двух цилиндров
из стали, посаженных один в
другой с натягом. Напряжения
в цилиндрах прямо пропорцио-
нальны относительным удли-
нениям и обратно пропор-
циональны толщинам стенок
(если толщины стенок сравни-
тельно с диаметром малы)
в пропорцию входят только арифметические значения напряже"
ний и относительных удлинений, но
+ е =	.	(2)
где d и dx — внутренние диаметры цилиндров до посадки.
* Замеры прокачки масла на машине трения (ЦИАМ) дали следующие
результаты (для подшипника с такими же размерами):
D—4=0,13 мм; п=2200 об/мин.
—7	Г Температура входа масла	Давлейие подачи» ат	Прокачка л[мин
75°	4,7	3,0
82°	4,2	3,3
87°	4,3	3,8
100°	4,0	4,0
105'	4,3	4,5
50
Из уравнений (1) и (2) получаем:
ft. d, — d	h d, — d
fti+ft d 1 ht + h d
(3)
Величина напряжений будет соответственно:
р =е • Е и рг = егЕ.	(4)
Головка шатуна представляет собой цилиндр с различной тол-
щиной стенки: в среднем поясе толщина стенки около 8,5 мм,
круговые ребра имеют толщину 50 мм в самой широкой части
и ‘2Вмм в самой узкой части. Средняя толщина головки 37,5 мм.
Толщина втулки 3,2 мм. Втулка, посаженная с натягом, будет
более напряжена под ребрами. Для приближенной оценки ве-
личины напряжений произведем вычисление по уравнению (4)
в средней полоске и под ребрами, считая полоски несвязан-
ными. Примем
dx— d — 0,10 мм, d = 90 мм.
Для средней части
Р “ sjrFw • V  2  № =•1600
Под ребрами р =	W * 2 * Ю6 = 2040 кг/см2.
Если между средней температурой втулки и головки шатуна
допустить разницу в 10°, то напряжения соответственно будут:
для средней части
р = яГгзтЛгГ + М • 10-5 • Ю) • 2 • 10« = 1760 кг/см
под ребрами
Р = 37 ГЛо (Лг + 1 >1 ‘ 10“ S • 1°) ’ 2 • Ю6 = 2230 кг/см2.
Материалом втулки служит сталь 15 с пределом текучести
2000 кг) см2.
Через несколько часов работы такая втулка даст усадку.
Усадка втулок, работавших на моторах, наблюдалась нами в не-
скольких случаях.
Втулка № 1. Втулка проработала 145 час. (фиг. 2). При
очередной переборке мотора втулка была обмерена. При обмере
было обнаружено „местное распухание втулки" (терминология
Таблица 7
Пояса	Направления обмера		Пояса	Направления обмера	
	1	1	11			1	11
1	82,505	82,500	9	82,520	82,510
2	82,505	82,500	10	82,510	82,510
3	82,510	82,505	11	82,505	82,500
4	82,520	82,515	12	82,505	82,500
5	82,530	82,525	13	82,505	82,500
6	82,535	82,530	14	82,505	82,500
7	82,530	82,525	15	82,495	82,495
8	82,530	82,525	16	82,490	82,490
51
заводского отчета). Обмер производился через каждые 5 мм в
двух взаимно перпендикулярных направлениях от торца с зуб-
чатым ободком. Результаты обмера приведены в табл. 7.
^Данные табл. 7 показывают, что в результате механической
и тепловой усадки втулка приняла бочкообразную форму. Под
круговыми ребрами напряжения в материале
превзошли предел текучести и вызвали усадку/
Средняя часть втулки не дала усадки, неви-
димому, по той причине, что более тонкая
средняя часть корпуса не могла дать напря-
жений, превосходящих предел текучести. Втул-
ка проработала 145 час. удовлетворительно
и была снята по причине значительных де-
формаций. Диаметр в среднем поясе на 0,03 —
0,04 мм больше диаметра у краев. Удовле-
творительную работу этой втулки можно объяс-
нить хорошей приработкой втулки вала и доста-
точной прокачкой масла.
Втулка № 2. Подшипник проработал около
50 час. на пусковых режимах. Обмер произво-
дился в трех поясах. Результаты обмера даны
в табл. 8.
среднем поясе
Фиг. 2. Форма
втулки, посажен-
ной с большим на-
тягом, после дли-
тельной работы.
Таблица 8
№ замера	Пояса втулки	
	I	II
1	82,475	82,465
2	82,510	82,505
3	82,500	82,495
на 0,07 мм больше крайнего.
Диаметр в
здесь оказался на 0,03 — 0,04 мм
больше диаметров у краев. По-
верхность скольжения имела
обычный вид.
Втулка № 3. Втулка прора-
ботала около 10 час. (заливка
разрушилась). На ней остались
следы сильного нагрева (цвета
побежалости). Усадка втулки
вследствие нагрева была настоль-
ко велика, что втулка сама выпа-
ла из шатуна. Обмер производил-
ся снаружи. В результате обмера
оказалось, что средний диаметр
При меньших натягах деформации втулки уменьшаются или
даже исчезают полностью (в зависимости от величины натяга). .
Некоторые втулки после длительной работы оказались почти
цилиндрическими, некоторые имели форму двойного раст-
руба. В случае почти цилиндрической формы втулки износ
и усадка у краев взаимно компенсируются; раструбная форма
втулки получается при малом натяге, так как в этом случае
основным фактором, определяющим ее форму, является износ.
Для того чтобы устранить деформации втулки и тем са-
мым ускорить приработку подшипника, следует снизить ве-
личину натяга. Исходя из величин деформаций втулок № 1 и № 2
(0,04 мм), следует принять верхним пределом натяга 0,06 мм.
52
3.	ФОРМА ШЕЙКИ
Наименьшая толщина масляного слоя, как показали вычисле-
ния, составляет несколько микрон. Прогибы шейки при работе,
перекосы осей шейки и втулки вследствие неточности монтажа,
перекос осей ввиду некоторой свободы перемещений шатуна
вдоль шейки могут дать величину, значительно большую, чем
наименьшая толщина масляного слоя, поэтому в неприработав-
шемся подшипнике края нагружены больше, чем средняя часть,
и изнашиваются также больше. Увеличенный износ краев по
сравнению со средней частью особенно хорошо обнаруживается
измерениями на шейках, прошедших длительные испытания,
когда картина износа не искажается неточностями изготовления.
Ниже в табл. 9 приведены результаты обмера четырех шеек,
прошедших 100-часовые испытания. Результаты измерений даны
по семи поясам в двух взаимно перпендикулярных направлениях:
вдоль оси щеки и в направлении, перпендикулярном к ней.
(Счет поясов ведется от неотъемной щеки.)
Средние значения диаметров направления В почти не отли-
чаются друг от друга (82,396 — 82,397 мм)-, в направлении А
диаметры разнятся значительно: в среднем поясе IV наиболь-
ший диаметр равен 82,391 мм; в VII поясе диаметр на 0,024 мм
меньше наибольшего; в I и II поясах диаметры на 0,011 мм
Таблица 9
Диаметры А вдоль оси щеки
~^\^Пояса втулки № замера '	I	II	III	IV	V	VI	VII
1	82,415	82,415	82,420	82,420	82,420	82,420	82,400
2	82,400	82,390	82,400	82,405	82,400	82,390	82,375
3	82,350	82,350	82,365	82,370	82,365	82,350	82,340
4	82,355	82,365	82,370	82,370	82,370	82,370	82,355
Средние величины	82,380	82,380	82,389	82,391	82,389	82,382	82,367
53
Продол ж. табл. 9
Диаметры В перпендикулярно к оси щеки
Пояса втулки № замера	I	II	III	IV	V	VI	VII
1	82,420	82,420	82,420	82,420	82,420	82,415	82,415
2	82,410	82,405	82,400	82,405	82,405	82,405	82,405
3	82,390	82,390	82,395	82,395	82,390	82,395	82,395
4	82,370	82,370	82,370	82,370	82,370	82,370	82,370
Средние величины	82,397	82,396	82,396	82,397	82,396	82,396	82,396
Фиг. 3. Бочкообразная форма шейки,
полученная на основании среднеис-
численных результатов длительных
испытаний (длина шейки 82 мм).
меньше наибольшего. В направлении А изнашивается только
одна сторона, более близкая к оси вала (внутренняя); объясняется
это тем, что нагрузка на шейку
приложена с этой же стороны
и составляет небольшой (пере-
менный) угол с направлением А.
Нагрузка на шейку получается,
главным образом, за счет цен-
тробежных сил масс шатунов.
Профиль изношенной части — вы-
пуклый.
Таким образом в приработав-
шемся подшипнике шейка в на-
груженной части приобретает вы-
пуклую форму, которая не так
чувствительна к перекосам и
прогибам и обеспечивает равно-
мерность нагружения больше, чем шейка цилиндрической формы.
Для ускорения приработки подшипника и повышения надеж-
ности работы его новой шейке следует придавать бочкообраз-
ную форму подходящего профиля. Пример такого профиля дан
на фиг. 3.
54
4.	ПОДАЧА МАСЛА В ЗАЗОР
В зазор подшипника масло поступает из полости шейки через
трубку диаметром 5 мм, длиной 50 мм. Из трубки масло посту-
пает в канал, образуемый плоской лыской. Из канала лыски масло
заволакивается в зазор скользящей поверхностью втулки и рас-
текается к торцам (фиг. 4). Для
охлаждения подшипника необхо-
димо пропускать через канал лыски
2,2 — 4,6 л)мин масла. Канал, обра-
зуемый лыской, имеет по нижнему
пределу следующие размеры: стре-
ла 0,36 мм, длина вдоль оси шейки
52 мм, хорда И мм.
Оценим приближенно потери
давления в трубке и в канале
лыски. Для оценки потери в труб-
ке воспользуемся формулой Пуа-
зейля:
лг4Др
Q =
Потерю давления в канале лыски
оценим по формуле для щели пря-
моугольного сечения (в обе сто-
Фиг 4. Схема циркуляции масла
через подшипник.
роны):
/,
З/J L ’
где А/? — перепад давления на длине канала, А — средний зазор
канала, ----отношение ширины к длине.
Канал лыски дает значительно большую долю сопротивления,
чем трубка; так, например, при прокачке 1 л[мин по трубке и
вдоль по каналу лыски при температуре подшипника 110° (при
установившемся режиме работы) потеря давления в трубке со-
ставляет около 0,01 ат, а в канале лыски 0,75 ат.
При низких температурах масла и стенок зазора потери дав-
ления в канале лыски резко растут, например, на прокачку
1 л/мин масла при 50° теряется 0,02 ат в трубке и 2,0 ат в
канале лыски. Особенно велико сопротивление движению масла
при пуске, когда вследствие охлаждения масла холодными стен-
ками каналов резко уменьшается его текучесть. Для уменьшения
сопротивления движению масла в канале лыски следует лыску
увеличить; достаточно взять стрелу лыски вдвое большей, что
даст уменьшение сопротивления больше чем в восемь раз. Увели-
чение прокачки масла через подшипник (при условии удов-
летворительной фильтрации его) ускорит и улучшит прира-
ботку подшипника и тем самым повысит надежность его
работы.
55
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Для улучшения работы данного подшипника необходимо
сделать следующее:
1)	уменьшить верхний предел натягов до 0,06 мм (с целью
уменьшения деформаций втулки);
2)	придать бочкообразную форму шейке (с целью ускорения
приработки);
3)	увеличить лыску на шейке вала (с целью улучшения по-
дачи и распределения масла при пуске и во время работы).
Кроме того, следует при приработке применять более обиль-
ную смазку, повышая температуру и давление подачи принятого
сорта масла (СО) или применяя более легкие специальные сорта
масел.
Инж.-мех. Н. С. Золотарев
схемы двигателя
Фиг. 1. Силовая
схема двигателя.
Q—нагрузка от сил га-
зов? приходящаяся на
одну шпильку; — вы-
сота блока цилиндров;
/пр—толщина проклад-
ки; 1Г — высота сжимае-
мой части головки; 1Ш—
длина растягиваемой
части силовой шпильки.
РАСЧЕТ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ УСЛОВИЙ
РАБОТЫ СИЛОВЫХ ШПИЛЕК РЯДНОГО ДВИГАТЕЛЯ
СРАВНИТЕЛЬНЫЙ РАСЧЕТ СИЛОВОЙ СХЕМЫ РЯДНОГО ДВИГАТЕЛЯ
ВОДЯНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ И ДВИГАТЕЛЯ АМ-34
Расчет силовой схемы рядного двигателя может быть прове-
ден по тем же формулам, что и для силовой
АМ-34, поскольку силовые схемы обоих дви-
гателей совершенно одинаковы.
В данном расчете будем пользоваться
общей теорией расчета силовых схем двига-
телей*.
На фиг. 1 показана силовая схема рассма-
триваемых двигателей.
Согласно закону Гука удлинение какой-
либо детали, имеющей цилиндрическую фор-
му, выражается следующей формулой:
где	Р — нагрузка в «г;
k —	---упругая постоянная рассматриваемой де-
Ег
тали в см/кг-,
I — длина детали в см:
Е — модуль упругости 1-го рода в кг/см2:
F — площадь поперечного сечения детали в см2.
При затягивании шпилькой всех деталей,
входящих в силовую схему, гайка переме-
щается на длину Д/, определяемую из соот-
ношения:
Д/ = i = ДЦИ i = o,O25 i cm,
о	о
где t = 1,5 лл —шаг нарезки шпильки (для обоих
двигателей);
z — число граней, на которое повернулась
шпилька.
Очевидно, перемещение Д/ должно равняться сумме дефор-
маций всех деталей, входящих в силовую схему:
Д/ = Д/ш + Д/г + А/пр + Д/б,
* „Техника воздушного флота", Ns 4, 1937.
с7
где
А/ш == Р'.З^Ц1> Л/г = Р3 > ЛZnp ~~ Р3 ^ир j Л/б = Р3kft .
Отсюда
Д/ — Р3 (km ~Ь ~Ь &пр 4- ^б) = Рз Ь kt.
Здесь Р3 — сила затяжки и 1гш, Д/ш, kr, Д/г—соответственные
упругие постоянные и деформации деталей силовой схемы.
В рабочем состоянии температура деталей силовой схемы по-
высится на Д/ °C; тогда алюминиевые детали получат большее
удлинение, чем шпилька, и разность термических удлинений бу-
дет равна:
Д// == (аа ' ^с) /ш Д/,
где оа =23,8 • 10~6—коэфициент линейного расширения алюминия;
ас = 11,5  10— 6—то же стали.
Обозначая через Pt усилие от термической
деформации, замечаем, что шпилька удлинится на
величину
Д/;=(^-Л)Йш;
алюминиевые детали удлинятся на
Д/^ = (Ре — Р3) (£г + knp + k&).
Сумма этих удлинений должна равняться A/z,
так что
Д/, = M't _|_ д/' = (Pt - Р3) Е ki.
Отсюда
Фиг. 2. Усилия,
действующие на
детали силовой
схемы двигателя
во время вспыш-
ки в цилиндре.
Найдем усилие, передаваемое шпильке во время
вспышки в цилиндре (фиг. 2).
Пусть перед моментом вспышки все детали силовой схемы
были затянуты силой Pt. В момент вспышки через головку на
шпильку передается усилие Q, которое разгружает блок и про-
кладку. Вызванное этим усилием Q удлинение блока и прокладки
равно дополнительному удлинению шпильки и сжатию головки.
Отсюда имеем такие соотношения:
(Pt — R) (knp + k6) = (Q + /?) (km + kT) — Pt	+ kr)
или
-	- Л	4""
R = Pt-Q +/2r +fen₽+/26 ,
где R — реакция между головкой и прокладкой, возникающая во
время вспышки.
58
Усилие, передаваемое шпильке, будет:
4- k
Если обозначить k' = кш + kT, a k" = knv + kc,, то получим:
<2 + д»Р, + <3_<2-^г- =
/',1 V-
+ k"
С помощью полученных формул легко подсчитать напряже-
ния в деталях силовой схемы, если известны площади сечений
деталей, приходящиеся на одну шпильку.
ИССЛЕДОВАНИЕ ПОЛУЧЕННЫХ РАСЧЕТНЫХ ФОРМУЛ
Напряжение в шпильке от затяжки подсчитывается по фор-
муле:
Р3 _ ЕД/,-
°з л; ~ лг ’
где Еш — площадь поперечного сечения тела шпильки.
Величина напряжения о3 при постоянной силе затяжки Р3 за-
висит только от площади сечения шпильки. Следовательно,
снизить напряжение можно за счет уменьшения затяжки Р3 или
за счет увеличения сечения Рш .
Термическое напряжение в шпильке определяется по формуле:
^ki)

Напряжение <st при Р3 = const зависит от [отношения =4- и
величины сечения Рш  С уменьшением и увеличением Рш на-
пряжение уменьшается. При уменьшении диаметра шпильки с!ш
отношение =4- уменьшается, но при этом значительно быстрее
уменьшается Fm, так что при уменьшении напряжение at
растет.
Напряжение при вспышке находится по формуле
где k' = k'm i £г; k"= knp + k6 .
59
Величина —характеризует динамическую часть нагрузки,
1 +Р
воспринимаемой шпилькой. Чем больше отношение -Д, тем мень-
k"
ше будет дополнительная нагрузка от силы Q, передаваемая на
шпильку. Для того чтобы снизить дополнительную нагрузку от
силы вспышки, следует умень-
шить жесткость шпильки и
головки и увеличить жест-
кость блока и прокладки. Из
рассмотрения схемы (фиг. 3)
видно, что с уменьшением
жесткости головки и шпильки
и увеличением жесткости бло-
ка и прокладки величина Q+/?
уменьшается. На фиг. 3 даны
треугольники деформации си-
ловой схемы. Пунктиром по-
казаны треугольники дефор-
маций для случая, когда жест-
кость головки и шпильки
уменьшается, а жесткость про-
кладки и блока увеличивается.
Построение треугольников
деформации производим сле-
дующим образом. Строим два
прямоугольных треугольника
с общим катетом Pt (фиг. 3).
Верхний треугольник с кате-
том, имеющим длину Д/ш + Д/г,
является треугольником де-
формации для шпильки и го-
ловки. Нижний треугольник с катетом Д/лр + Д/б является
треугольником деформации прокладки и блока. Откладывая
силу Q и проводя через точку Е линию, параллельную гипоте-
нузе АС, до встречи с гипотенузой АВ, находим точку D. Про-
водя через D линию, параллельную Pt, находим отрезок DG,
изображающий силу R.
Действительно, в момент вспышки шпилька удлинится, а
головка сожмется; в результате блок и прокладка уменьшат
свою деформацию на величину Д/, равную суммарной дополни-
тельной деформации шпильки и головки.
Из подобия треугольников следует:
или
Q + R_ д/г + д/ш+д/ . R _ д/пр + д/б-д/
Pt ДА+ Д^ш ’ Pt Д/пр + Д/б
~ 0(Д/г + д/ш> = f1 -т9( д/пр + д/б};
60
AZr +	— Pt (£r 4* Лш); Д/пр 4" Д/б — Pt (knp 4“ k&).
Примем:
k = km 4- *г; k" — knp 4-	.
Отсюда
(Q + R-Pt)k' =(Pt-R)k"
что и доказывает правильность построения.
Отношение напряжений •/] = — характеризует динамичность
нагрузки на шпильку:
Р
Q + R ‘	Qk"
,=~=~=I+(₽.+1>*”
- 1 _1_ Q(fe"p + fe6)
+ P3£ki + Mt 
Из рассмотрения этой формулы следует, что динамичность
нагрузки т] возрастает в трех случаях:
1)	когда уменьшается жесткость прокладки и блока, т. е.
увеличивается сумма knp 4-	,
2)	когда уменьшается Р3 и
3)	когда отсутствует термическая деформация Mt.
Первый случай имеет место всякий раз, когда ставится
необжатая прокладка или прокладка из очень мягкого материала.
Второй случай возникает, когда шпильки слабо затянуты
или когда в работе происходит уменьшение предварительной
затяжки шпилек. Для шпилек, выполненных из материала
с относительно низким пределом пропорциональности, умень-
шение предварительной затяжки Р3 больше, чем у шпилек с по-
вышенным пределом пропорциональности. Третий случай
возникает, если неразогретый предварительно двигатель сразу
переводят на полную нагрузку.
Для уменьшения т;, а следовательно, и повышения надежности
шпилек следует избегать постановки необжатых прокладок и
запускать двигатель сразу на заданный режим, не проработавши
предварительно на малой нагрузке. Материал шпилек желательно
иметь с возможно высоким пределом пропорциональности, так
как чем выше лежит предел пропорциональности, тем меньше
остаточные деформации при данной нагрузке, а потому ослабле-
ние затяжки Р3 у шпильки из материала с высоким пределом
пропорциональности будет меньше, чем у шпильки с низким
пределом.
Опыт испытания рядного мотора водяного охлаждения под-
тверждает правильность высказанных предположений, так как
61
большинство поломок шпилек происходило при несоблюдении
первого и третьего условий. Что касается второго условия, то
отсутствие поломок шпилек на двигателе АМ-34 может быть
объяснено выбором материала шпилек с повышенным пределом
пропорциональности, обеспечивающим малые величины остаточных
деформаций и тем самым уменьшение динамичности нагрузки.
РАСЧЕТ СИЛОВЫХ ШПИЛЕК ДВИГАТЕЛЕЙ
В целях получения сравнимых результатов по обоим двига-
телям основные расчетные величины (площади сечений деталей
силовой схемы каждого двигателя) определяем одним и тем же
способом — посредством планиметрирования отсеков деталей си-
ловой схемы, приходящихся на одну шпильку.
Для материала силовых шпилек берем среднее значение мо-
дуля упругости первого рода Дс = 1,95- 10е кг)см2.
Для алюминия принимаем модуль упругости Аа = 0,745 • 106
кг) см2.
Для рядной машины имеем:
dm — 19,5 мм — диаметр сечения тела шпильки;
=-^—=2,99 см?—площадь поперечного сечения тела
шпильки;
/ш = 360 мм — длина растягиваемой части шпильки;
Ff, =23 см2 — средняя площадь отсека блока, приходящаяся
на одну шпильку;
/б =278,7 мм — высота блока;
F, =46 см2 — средняя площадь отсека головки, приходящаяся
на одну шпильку;
/г =70 мм — высота сжимаемой части головки;
Дпр = 84,8 см2 — средняя площадь отсека прокладки, прихо-
дящаяся на одну шпильку;
/пр = 2,8 мм — толщина прокладки.
Отсюда определяем:
k"' =	=	= 6,17 ‘10 см/кг-,
/г' =	~ 0,745 • 106 - 46 = °’204  10 см!кг;
^пр =	= 0,745 - 106  84,8 ~ ^>00443 ’ см!кг',
= £а F6 ~ 0,745 • 106 • 23 =	см/кг,
k' = km + kT = 6,374 • 10-6 см/кг-,
k" = /г11р + k6 = 1,634 • 10-e см/кг-,
62
откуда
___!	=	1_= о 204
1+Л___________________1+W74_U’204-
+ k" + 1,634
Принимая подогрев в рабочем состоянии двигателя Д7=75°С,
давление вспышки в цилиндре /С =85 кг] см?, диаметр цилиндра
Du = 180 мм,— находим
= (аа — ас ) / Д/ = (23,8 - 11,5) 36  75 - 10~6 = 0,0332 см;
р =	= 21600 кг;
2	4	4
„ Рг 21 600 с,пп
Q = -г = —— = 5400 кг.
^4	4
Пользуясь найденными величинами, выражаем напряжения
в теле шпильки в зависимости от числа граней 7, на которое
была затянута шпилька.
Сила предварительной затяжки
рз=й = "°2та^ = 3130/ кг-
Соответствующее напряжение
□з == ^ =	= 10477 кг/см\
Усилие от термической деформации
Pt = Рз + Й = 3130/ + То^ = 3130/ + 4150 нг‘
Напряжение
<», = •£- = -3-30^-+д4— = оз + 1390 кг/см?.
Усилие во время вспышки
Q + /? = ^+-^ =
1 +р?
= 31307 + 4150 + 5400 • 0,204 = 31307 + 5250 кг.
Напряжение
z F F
III	Ш
Q
5400  0,204	. осп „„ /	2
—2 gg— = + 368 кг! см2.
63
Динамичность нагрузки
Q  R сг
^ = ~рГ=^
Подсчитанные по найденным формулам напряжения в шпиль-
ках рядного двигателя показаны на диаграмме (фиг. 4).
Фиг. 4. Диаграмма напряжений в шпильках рядного
двигателя.
Для двигателя АМ-34 имеем:
Первый случай: = 17,5 мм;
Ли =	— 2,4 см2; Fr = 44,2 см2;
1Ш — 283 мм; 1Г — 59 мм;
Ft, = 18,5 см2; Fnp = 42,3 см2;
/б — 213,7 мм;	— 2,0 мм.
Отсюда находим:
l  	28,3	с „.	_—6
— ЕСРШ ~~ 1,95 - 10е • 2~4 “ 6>04 '	CMjкг;
64
kr EaFr 0,745 • 10е  44,2	°»179 ’ Ю СМ/кг-,
*пр =	= 0745^-74273 = °’00634'10~" СМ/Кг>
<	21,37	- сс —в , „
k& ~ Еа Еб ~ 0,745 • 108 • 18,5 — !>55 • Ю СМ)кг;
k' —	+ kr = 6,219 • 10~6 см/кг-,
k" = knp + k6 = 1,556 • 10“6 см) кг,
откуда
___L =_____1____. — о 2
1+к 1+6ai9-u’z-
' k" 1 1,556
Принимая = 75° С, давление вспышки в цилиндре Рг =
= 70 кг) см2, диаметр цилиндра £>ц= 160 мм, находим:
Mt = (аа — ас ) 1М =* 12,3 • 28,3 ♦ 75 • 10-6 = 0,026 см-
PzTtD2	70я • 162	,.1ЛП	~ Pz О_ос
Р, = —.-------------= 14 100	кг-, Q	=~Г = 3525	кг.
г 4	4	-%.	4
Выразим при помощи полученных величин силы и напряже-
ния в теле шпильки
Р3	= 3230г кг;
i , t tО
о3 =
'з 3230/ юла- !	9
— =	= 1346i кг!см?.
Усилие и напряжение от термических деформаций
р = рз = 3230i + —= 3230г + 3360 кг-
Pt 3230Z + 3360	,	19
с, = -Д- =----------= а3 4- 1400 кг см2.
Усилие и напряжение во время вспышки
Q + R = pt 4.	= 323Сг + 3360 + 3525 • 0,2 =
r k"
= 3230г + 4065 кг-
Q	, 3525 • 0.2	, „п, ,2
--—О/4----------24— — °/ 4* 294 кг)см .
о = 0±^ = ^ + _
г	Еш	р
ш
Динамичность нагрузки
__ Q + R___ог
4 ~
ЦИАМ сб. 12—178—5
65
Второй случай: <7Ш = 20 мм-,
^ = ^==3,14 сл/*;
= Е f' = 1.S5 • 106 - 3,14 =	• 1 ° см'/кг;
с ш
откуда
Сила затяжки
k' — /гш + kr — 4,799 -10 6 см!кг\
k" — knv + ke = 1,556 • 10“в смIкг,
7^=-d»"0’245-
k" 1,556
Я = # = °’S°* = 3930/ кг;
Zu/vj	О, ОЗЭ
Д? 3930/	1 Г ЛП 	/ 9
% = р — -yj- = 1640/ кг/см2.
Здесь следует брать не Р’ш, а Рш, так как эта шпилька имеет
шейку диаметром 17,5 мм.
Усилие и напряжение от термических деформаций
Pt = Я +	= 3930/ + °,016.;^106 = 3930/ + 4100 кг\
OjOOD
Pt 3930/+ 4100	. ,„1П	. 2
О/ == p- =--24-----= °3 + 1710 кг/см2.
Усилие и напряжение во время вспышки
Q+T? = Pz+-%7
1+р
2,4
= 3930/ + 4100 + 3525 • 0,245 =
= 3930/4-4964 кг-
0 _<? + /?_ Pz , Q
°г F F '	/	k'\	0/
3525 • 0,245
2,4	“
= а, 4- 360 кг! см2.
Динамичность нагрузки
„ __ Q + Д___
71 pt Ot
останется той же, что и для шпильки диаметра 17,5 мм. Дей-
ствительно,
. . С (/гПр -!-/гс)	о м 0,025/
7i==1+p3-Sfe,-+-A// Н0
66
откуда
. , Q (йпР + ke)_
71 ~ 1 “Г 0,025/ + Д/, ’
т] не зависит от диаметра шпильки. Изме-
шпильках и величины -ц даны на диаграмме
к
Отсюда следует, что
ненпе напряжений в
(фиг. 5).
Если обратиться
данным, полученным
путем замеров на са-
мом рядном двигателе,
то по предваритель-
ным замерам при за-
тяжке на 4,5 грани
имеем:
вытяжки шпильки
д/ш = 0,82 — 0,68 мм-
усадка блока А/б =
= 0,3 мм.
Пренебрегая малой
величиной суммы де-
формаций головки и
прокладки, определяем
напряжение в шпиль-
ке от затяжки по фор-
муле:
Рз _ Д/ш + й1б
аз — F
2 ш
F^ki ’
что дает
’з — 2,99 • 8,008 ~
= 4680 кг/см2-,
°з. ср = 4390 кг]см2-,
а”
з
Фиг. 5. Диаграмма напряжений в шпильках
двигателя АМ-34.
Для шпильки 0 20 мм изменение напряжений показано
линиями с крестиками.
0,098 - 106 .,пп ,	2
2,99  8,008 — 4499 кг /см .
По другим замерам, проведенным для всех шпилек блока
рядного двигателя, средняя величина суммарной деформации
всех деталей силовой схемы при затягивании шпилек на 4,5 грани
оказалась равной 0,99 мм. Отсюда имеем:
д/ 0,99 • 10®
°з - F^kj ~ 2,99 • 8,008 — 4130	-
Отыскивая на диаграмме (фиг. 4) число граней i поворота
гайки, соответствующее напряжениям 4390 и 4130 кг/см2, заме-
чаем, что i = 4,25—4 граням, что достаточно близко сходится
с теоретическими данными.
67
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСЛОВИЙ ЗАТЯЖКИ
И ДЕФОРМАЦИЙ СИЛОВОЙ СХЕМЫ ДВИГАТЕЛЯ НЕПОСРЕДСТВЕННО
НА САМОМ РЯДНОМ ДВИГАТЕЛЕ
В задачу экспериментального определения условий затяжки
и деформаций силовой схемы двигателя входило:
1)	определение способа затяжки силовых шпилек, при кото-
ром обеспечивается равномерность деформаций силовой схемы;
2)	определение причины получения различной затяжки силовых
шпилек при одном и том же моменте, прикладываемом к гайке
во время монтажа;
Фиг. 6. Затяжка гаек силовых шпилек.
3)	производство замера крутящего момента, необходимого
для заворачивания гаек силовых шпилек на одно и то же число
граней при сухих и смазанных салом шаровых шайбах;
4)	производство замера усадки блока, прокладки и головки при
заворачивании гаек силовых шпилек на 4,5 и 6 граней;
5)	замер вытяжки силовых шпилек при заворачивании гаек на
4,5 и 6 граней;
6)	определение величины закрутки силовой шпильки при
заворачивании гайки на 3, 4,5 и 6 граней;
7)	выяснение вопроса о том, вытягивается ли резьба шпильки
из картера при заворачивании гайки на 6 граней.
По п. 1 были произведены следующие эксперименты. Сна-
чала затяжку гаек силовых шпилек одного блока производили
согласно старой инструкции по затяжке силовых шпилек, суще-
ствующей для данного двигателя. Для этого рабочий ключом,
имеющим плеч$ 0,75 м, равномерно затягивал на 4,5—5 граней
68
все 14 шпилек блока. Затем одна „змейка11 отпускалась (фиг. 6),
гайки ее ставились до упора, и положения их отмечались.
После пометки змейка затягивалась на 4,5 грани. Вторая
змейка11 затягивалась так же, как и первая. Но такой способ
затяжки шпилек не обеспечивает равномерной затяжки всех
шпилек одного блока. Поэтому была произведена затяжка шпи-
лек другим способом. Все 14 гаек одного блока затягивали на
0,5—1 грань, после чего гайки первой змейки освобождали,
ставили до упора и производили пометки. После этого все гайки
первой змейки затягивали на 0,5 грани. Затем ставили до упора
все гайки второй змейки и делали отметки. Только после этого
производилась затяжка всех 14 шпилек блока на 4,5 грани.
Произведенная затяжка шпилек блока попервомуспособу
с отметкой гаек в их положении на упоре и повторенная затем
затяжка шпилек на том же блоке по второму способу
показали, что гайки, отпущенные после затяжки по второму
способу и поставленные на упор, не стали в первоначальное
положение. Новое положение упора не дошло до старого его
положения (при затяжке по первому способу) примерно на
0,25 грани. Повидимому, второй способ затяжки шпилек обеспе
чивает более равномерный обжим прокладки и деталей силовой
схемы, так как все 14 гаек затягивают от положения упора
сразу на 4,5 грани, устраняя тем самым выпучивание деталей
и связанную с ней неравномерность затяжки. Кроме того, вели-
чина самой затяжки получается при втором способе несколько
меньше (примерно на х/4 грани), чем при первом.
Эксперименты, проведенные для получения способа затяжки
шпильки, обеспечивающего равномерность деформации деталей
силовой схемы, отчасти объясняют, почему при затяжке при
одном и том же моменте, прикладываемом на ключе, получается
неравномерная затяжка гаек. Это происходит от неодинаковой
жесткости всей силовой схемы.
Так, например, было замечено, что один и тот же момент,
прикладываемый на ключе, вызывает у разных шпилек неоди-
наковые деформации силовой схемы. У крайних шпилек блока
деформации системы больше, чем у промежуточных.
Проведенная затяжка шпилек позволила установить: 1) что
при смазанных салом шайбах момент, необходимый для завора-
чивания гаек на определенное число граней, меньше, чем при
сухих шайбах и 2) что отклонение от необходимой средней
величины момента при заворачивании на определенное число
граней меньше, чем при сухих шайбах.
Для всех 14 шпилек одного блока были получены данные,
приведенные в табл. 1.
Для определения величины крутящего момента, прилагаемого
к гайке при затягивании шпилек, был применен специальный
ключ, усилие к которому передавалось через предварительно
протарированный динамометр. Полученные при заворачивании
этим ключом моменты даны в табл. 1.
69
Таблица 1
	Шайбы сухие	Шайбы, ~ смазанные салом
Число граней, на которое затягивалась каждая гайка		 Максимальный и минимальный моменты, прило- женные к гайке, в кгм	 Среднее значение момента в кгм ........ Отклонение от среднего значения момента в кгм .	4,5 64,5—55 59,7 5,34—4,8	4,5 39—32,7 35,8 3,1—3,2
Для замера величины усадки блока, головки и прокладки
при заворачивании гаек на 4,5 и 6 граней был применен такой
способ. У основания блока был поставлен керн. Из этой точки
засекались тонкая риска с (фиг. 7) у блока на расстоянии 270 мм
и у головки риска а на расстоянии 350 мм.
Фиг. 7. Замер усадки блока и головки.
После этого производилась затяжка шпилек блока и засечки
на тех же расстояниях из той же точки блока. В результате
получались две риски, одна выше другой. Расстояние между
этими рисками, очевидно, равно усадке блока и суммарной усадке
блока и головки. Измерение расстояний между рисками произ-
водилось при помощи оптического инструмента, допускающего
точность отсчета до 0,01 мм. Риски а и с наносились против
силовых шпилек, риски d и b наносились тем же способом, что
и риски а и с, но только между силовыми шпильками.
Средние значения полученных величин усадки блока end
и суммарной усадки блока и головки а и b даны в табл. 2.
Из данных табл. 2 можно заключить, что усадка блока и го-
ловки в разных местах неодинакова. Против места, где нахо-
дятся шпильки, усадка деталей получается значительно большей,
чем между шпильками.
70
Таблица 2
Число граней, на которое были затянуты гайки	Усадка блока в мм		Суммарная усадка блока и головки в мм	,	
	С	d	а	b
4,5	0,155	0,09	0,18	010
6	0,16	0,10	0,25	0,16
Фиг. 8. Замер вытяжки
шпильки.
Замер вытяжки силовых шпилек производился следующим
образом. Все гайки блока ставились в положение „на упор“, и
определялось индикаторным глубомером
расстояние / от торца шпильки до верх-
ней плоскости головки (фиг. 8). Затем
все гайки затягивались на 4,5 или 6 гра-
ней и делался вторичный замер расстоя-
ния /v Разность I — 1Г дает сумму де-
формаций блока, прокладки и головки и
вытяжку шпильки. Зная сумму деформа-
ций блока-головки, можно найти вы-
тяжку шпильки. Величина разности I—1Ъ
найденной при затяжке гаек на 4,5 грани,
колебалась в пределах от 0,9 до 1,08 мм,
следовательно, среднее значение состав-
ляет 0,99 мм.
Для выяснения, закручивается ли
шпилька при затяжке гайки на 3, 4,5
и 6 граней был взят бракованный блок,
имеющий вырез против силовой шпильки.
На шпильке туго закреплялись два хому-
тика, расстояние между которыми было
130 мм. В каждый хомутик упирался инди-
катор, предварительно поставленный на
нуль отсчета. При заворачивании гаек
давал больший отсчет, откуда следовало, что шпилька при
затяжке закручивается. Однако после окончания затяжки
шпилька раскручивалась до первоначального положения, причем
раскрутка наблюдалась независимо от того, на какое число гра-
ней затягивалась гайка. Из изложенного можно заключить, что
в рабочем состоянии шпильки не испытывают тангенциальных
напряжений от предварительной закрутки, ветичина которой
достигает 2° на длине 130 мм.
Во время замера вытяжки шпильки и усадки деталей сило-
вой схемы необходимо было установить, вытягивается ли резьба
силовой шпильки из основания картера при затяжке гайки или
71
верхний индикатор
нет. Для этого у основания шпильки в блоке вырезали окно и
закрепляли на испытуемой шпильке хомутик таким образом,
чтобы между ним и плоскостью картера получался зазор 0,1 мм.
После этого гайку шпильки затягивали сразу на 6 граней и за-
меряли зазор. Оказывается, что зазор не изменялся и оставался
равным 0,1 мм. Следовательно, при замерах вытяжки шпильки
и усадки блока, головки и прокладки, можно не принимать во
внимание вытягивание резьбы шпильки из картера, так как даже
при затяжке гайки на 6 граней замерить увеличение зазора не
удалось.

выводы
Неравномерность
сухих шайб; при
затяжки шпилек
величины трения
на 4,5 грани, ра-
1.	Для получения более равномерной затяжки шпилек жела-
тельно затяжку гаек производить сразу всеми 14 шпильками, а
не последовательной затяжкой „змеек“.
2.	Неравномерность затяжки шпилек происходит от неодина-
ковой жесткости силовой схемы двигателя,
затяжки наблюдается также при постановке
смазанных салом шайбах неравномерность
уменьшается, что объясняется уменьшением
на поверхности шайб.
3.	Момент, необходимый для затяжки гаек
вен в среднем 35,8 кгм при отклонениях не более 3,1 кгм.
4.	От затяжки силовых шпилек блок усаживается неравно-
мерно. При затяжке гаек на 4,5 грани усадка блока достигает
0,155 мм против шпилек и 0,09 мм между шпильками.
5.	Суммарная величина вытяжки силовой шпильки и усадка
деталей силовой схемы в среднем равны 0,99 мм при затяжке
гайки на 4,5 грани.
6.	Во время затяжки шпилька закручивается примерно на 2°
на длине 130 мм\ после затяжки шпилька вновь принимает пер-
воначальное положение.
7.	При затяжке силовых шпилек не было обнаружено вы-
тяжки резьбы Шпилек из картера.

Механические испытания шпилек (сталь 53-А1) рядного двигателя
В связи со случаями поломки шпилек рядного двигателя
был произведен ряд механических испытаний материала
шпилек.
В ходе этой работы выяснилось, что материал шпилек (сталь
53-А1 нормального состава) при принятом в ЦИАМ режиме
термической обработки обладает низким пределом пропорцио-
нальности. Против предполагаемой величины 70—75 лгг/лш2 предел
пропорциональности по ориентировочным сведениям, получен-
ным из ВИАМ, оказался равным 43 кг) мм2. С целью проверки ме-
ханическая лаборатория ЦИАМ произвела испытание пяти шпилек,
забракованных механическим цехом.

72
Результаты испытаний оказались следующими:
1) предел пропорциональности . . . .	= 49 кг/мм2
2) предел текучести............= 88	„
Столь низкий предел пропорциональности, полученный на
шпильках, вызвал сомнение в правильности полученных резуль-
татов. Испытание было повторено на образцах, вырезанных из
шпилек, отобранных из числа имевшихся в механическом цехе.
Исследованию подвергались три шпильки, в результате чего
были получены следующие данные:
1)	предел пропорциональности. . . . ср = 40—47 кг/мм2
2)	предел текучести ..............= 83 — 94
3)	модуль упругости первого рода . . . Е= 19 100	„
Испытания подтвердили полученные ранее результаты. Допол-
нительно были испытаны еще четыре шпильки, из которых две
были доотпущены при 525° С, а две оставлены без изменения.
Результат был получен следующий:
1)	предел пропорциональности.........ар =	51 кг/мм2
2)	предел текучести..................as=	95
3)	модуль упругости первого рода . . Е =19400 „
Особой разницы между нормально термообработанными и
доотпущенными шпильками не обнаружилось.
Получение низкого предела пропорциональности на шпильках
рядного двигателя заставило обратиться к проверке этой вели-
чины на материале шпилек завода, изготовляющем серийные
моторы. С этой целью было испытано шесть шпилек завода,
из которых три с диаметром стержня d = 17,4 мм испытывались
непосредственно на разрывной машине, а для шпилек с d—2u мм
испытывались образцы прутков.
Результаты испытаний представлены в табл. 3, причем для
сравнения даны средние цифры для рядного двигателя.
Таблица 3
	Шпильки d — 17,4 мм\ d — 20 мм		Рядного двигателя
Коэфициент крепости в кг/мм2 . . Предел пропорциональности ар в кг/мм2	 Предел текучести <г5 в кг/мм2	116,5 74,2 104,2	102,7 70,6 93,3	128—135 46,8 89,0
Таким образом у шпилек рядного двигателя по сравнению
со шпильками завода предел пропорциональности в среднем
меньше на 27,4 кг)мм2, предел текучести 15,2 — 4,3 кг/мм2, т. е.
шпильки завода № 24 обладают более высокими качествами
по сравнению со шпильками рядного двигателя.
Высокие механические качества шпилек завода объясняются
режимом термообработки (см. табл. 4).
73
Таблица 4
Режим термообработки	Режим, применяемый иа заводе	ЦИАМ
Закалка			870° в масле	850° иа воздухе
Отпуск 		530° на твердость 3,3—3,5	170—200° на твердость 3,0—3,1
Из данных табл. 4 видно, что получение высокого коэфици-
ента пропорциональности связано с применением высокого от-
пуска. Поэтому для новых силовых шпилек рядного двигателя
был применен режим термообработки завода. Полученные ре-
зультаты даны в табл. 5.
Таблица 5
№ по пор.	Коэфициент крепости аь в "кг/мм2	Предел те- кучести Cj в кг/мм2	Предел про- порциональ- ности ср в кг] мм*	Е в кг/мм2	Относитель- ное удлине- ние е В %	Твердость (диаметр от- печатка d)
1	107	92,0	70,0	19600	17,0	3,5
2	110,2	96,3	70,3	19 550	16,0	3,4
3	109,1	95,7	70,8	19 500	16,0	3,4
4	106,7	91,3	69,1	19400	18,3	3,5
При составлении настоящей статьи автором были использо-
ваны отчеты тт. Серебренникова и Григорьева, а также прове-
денные им самим расчетные работы.
Инж. Н. И. Трушин
ПРИБОР ДЛЯ РЕГИСТРАЦИИ ТРЕБОВАНИЙ ЗАПУСКА
АВИАМОТОРОВ
Назначение прибора и его основные данные
При проектировании нового пускового устройства большое
значение имеет определение крутящего момента двигателя.
фиг. 1. Общий вид агрегата для регистрации требований запуска
авиамоторов.
Теоретический подсчет крутящего момента не всегда удается
провести точно, в особенности для зимних условий, когда по-
лучается наибольший крутящий момент вследствие промерзания
мотора.
Практические попытки замеров крутящего момента помощью
ручных динамометров, простых динамометрических втулок и
других способов замера не дали необходимых результатов. Но
определения только одного крутящего момента далеко недоста-
точно.
В лаборатории № 4 конструктором т. Алейниковым разрабо-
тан прибор РТЗ, т. е. регистратор требований запуска, который
представляет собой аппарат для измерения и записи основных
механических величин, характеризующих условия запуска авиа-
ционного мотора в полевых условиях.
75
Этот прибор можно использовать и на стационарных уста-
новках, например, для замера сил трения в авиамоторе. Основ-
ными механическими величинами, характеризующими запуск
авиамотора, являются: 1) пусковой крутящий момент, 2) ско-
рость вращения вала авиамотора, 3) суммарные обороты вала
или угол, на который нужно повернуть вал для того, чтобы
запустить мотор, и 4) время запуска.
Все упомянутые выше величины замеряются прибором в сле-
дующих пределах:
1)	крутящий момент 2Икр от 0 до 350 кгм-,
2)	скорость вращения коленчатого вала при запуске п от
0 до 300 об/мин.;
3)	суммарные обороты коленчатого вала до самостоятельной
работы мотора т от 0 до 34 об/мин.;
4)	запись времени t обеспечена в продолжение всего экспе-
римента.
Для работы в полевых условиях прибор РТЗ устанав-
ливают на колонке автостартера. Установку надо произвести
так, чтобы главный вал прибора составлял одну прямую с хо-
ботом автостартера, идущим к воздушному винту мотора на
самолете.
Общий вид всего агрегата дан на фиг. 1.
ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ ПРИБОРА
При прокрутке испытуемого двигателя крутящий момент
автостартера передается через коробку передач и вертикальный
вал прибору РТЗ и через него и хобот — коленчатому валу дви-
гателя.
Ведущая коническая шестерня 1а (фиг. 2) передает
момент ведомой шестерне с напрессованным на нее поводком 1.
Весь поводок 1 может свободно вращаться в бронзовых втулках
на главном валу 2. Вал 2 и поводок 1 имеют по десяти высту-
пов, которые образуют десять гнезд для пружин 3. Измерите-
лем крутящего момента являются эти пружины, прогиб которых
пропорционален величине приложенного крутящего момента,
т. е. главный вал и поводок, вращаясь, могут взаимно смещаться.
Это смещение, пропорциональное величине крутящего момента,
посредством множительного передаточного механизма 4, 5, 6
и 7 передается записывающему механизму 8.
Рейка записывающего механизма несет карандаш, который
перемещается вдоль оси барабана 9 и пишет на бумажной ленте,
укрепленной на барабане, ординату, пропорциональную величине
крутящего момента. Барабан вращается в ту же сторону, что .и
вал 2, но с меньшей скоростью.
Замедляющий редуктор 10 имеет такое передаточное
число, при котором карандаш записывающего механизма и, сле-
довательно, вал 2 обойдет барабан по окружности за 17 оборотов
вала. Отсюда следует, что х/хт длины бумажной ленты представляет
76
Фиг. 2. Регистратор требований запуска (разрез)
77
собой один оборот главного вала прибора РТЗ или винта иссле-
дуемого двигателя. Диаметр барабана равен 270,5 мм, поэтому
один оборот равен:
270,5- 3,14 •= 50 мм.
Таким образом каждый миллиметр бумажной ленты пред-
ставляет собой 0,02 оборота, т. е. крутящий момент, а также
время и скорость записываются на барабане в зависимости от
суммарных оборотов испытуемого мотора при запуске. Время
записывается путем пробоя бумажной ленты искрой высокого
напряжения. Пробой производится под электродом, помещенным
в изоляционной колодке на конце записывающего механизма.
Контакт электрода соединен магнетным проводом с кон-
тактным кольцом 11, к которому импульсы высокого напряже-
ния подводятся через угольную щетку 12 и контактный винт 13.
Импульсы высокого напряжения вырабатываются
отметчиком времени. Частота импульса может быть выбрана
любой (рабочий диапазон лежит в пределах от 10 до 100 им-
пульсов в секунду).
Расстояние между парой соседних пробитых отверстий на
ленте барабана представляет отметку времени известной про-
должительности от 0,1 до 0,01 сек. по установленному режиму
работы отметчика времени.
ДЕЙСТВИЕ ОТМЕТЧИКА ВРЕМЕНИ
Отметчик времени состоит из девятицилиндрового магнето
типа МФ-9 электромотора постоянного тока напряжением в 12 V
с добавочным сопротивлением на 24V, приводящего во враще-
ние магнето, и электротахометра постоянного тока для замера
оборотов.
Для регулирования числа оборотов в цепь якоря и возбуж-
дение электромотора введены реостаты.
На фиг. 3 дана принципиальная схема отметчика времени.
Электрическая схема отметчика времени состоит из следую-
щих элементов: / — электромотор постоянного тока; 2—пуско-
вой реостат; 3—регулирующий реостат; 4—выключатель; 5—
аккумулятор напряжением 24 V; 6—датчик электротахометра
постоянного тока; 7— индикатор электротахометра постоянного
тока; 8 — магнето МФ-9; 9—холостой разрядник на восемь искр.
На фиг. 4 представлен общий вид отметчика времени.
На фиг. 5 показана монтажная схема отметчика времени.
Принцип действия отметчика времени заключается в следующем.
Пусть за тг оборотов (т1 — суммарные обороты или угол
поворота магнето) четырехискровое магнето даст 4-т = х искр.
Тогда суммарные обороты магнето могут быть выражены в искрах:
/пх= оборотов.	(1)
78
За время вращения минут при скорости вращения п об/мин.
магнето сделает тх оборотов. Отсюда время вращения
4=	(2)
Подставляя значение тх из уравнения (1) в уравнение (2),
получим:
, х	j х • 60	/г.ч
= ТГГ или = /ГТ сек-	<3)
Фиг. 3. Электрическая схема отметчика времени.
Для определения времени между парой искр, т. е. для опре-
деления цены деления одной пары искр, положим в уравнении
(13) х = 1; тогда
=	(4)
0 п • 4 ’ u п
По уравнению (4) определяется цена деления пары искр для
данных оборотов магнето при включении на рабочий разрядник
всех девяти проводов, выходящих из распределителя магнето.
Для работы с отметчиком времени на рабочий разрядник
достаточно включить только один провод, отведя остальные на
холостой разрядник, находящийся на отметчике.
Тогда время от одной искры до другой увеличится в девять
раз:
.	15  9	135
Го = -7Г = ДГ сек-	<5>
Уравнение (5) является основным для определения масштаба
расстояний между пробитыми искрой отверстиями на ленте ба-
рабана в зависимости от оборотов магнето.
Обозначим суммарные обороты главного вала 2 т = где
К— число мм между двумя пробитыми искрой отверстиями;
79
Фиг. 4- Общий вид отметчика времени.
Фиг. 5. Монтажная схема отметчика времени.
SO
J---переводной коэфициент миллиметра в обороты, так как
50
каждый оборот соответствует 50 мм длины бумажной ленты; t0—
время между искрами по уравнению (5) и п — обороты в минуту
главного вала 2.
Получим:
т К • 60	60 гХ д,	/сч
= V = 5(Ь7Г = кпд к об/мин”
или
п±= 1,2-1 А-.	(7)
Д0
Уравнение (7) есть основное для подсчета скорости враще-
ния главного вала РТЗ или (что то же самое) винта испытуе-
мого авиамотора.
Для удобства подсчета при обработке диаграмм отношение
1,2: t0 должно быть целым числом. В табл. 1 приведены необходи-
мые для этого обороты магнето отметчика. •
Таблица 1
1 nmin об/мин.	4	6	8	10	12	14	1 «	18	20
Хо -?ек.	0,6	0,4	0,3	0,24	02	0,1715	0,15	0,1334	0,125
1,2 X	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Обороты магнето отметчика п об/мин.	225	337,5	450	558	670	787	еоо	1012	1135
Экспериментально установлено, что точность замера может
быть гарантирована при расстоянии между двумя пробитыми
искрой отверстиями не менее К = 2 мм, так как иначе вторая
искрз может попасть в уже пробитое отверстие.
В табл. 1 в верхней строке помещены значения минимальных
оборотов главного вала РТЗ, ниже которых точность замера не
гарантируется: птт подсчитано по уравнению (6); К принято рав-
ным 2 мм.
Соответствующие этим значениям обороты магнето подсчи-
таны по уравнению (5) по времени, взятому из второй строки
табл. 1. Таким образом каждая вертикальная колонка табл. 1
содержит рабочие коэфициенты при выбранной минимальной
скорости отметки по оборотам коленчатого вала испытуемого
мотора.
Допустим, что минимальная скорость выбрана лШт=12 об/мин.,
т. е., что скорость вращения винта ниже 12 оборотов не пред-
ставляет интереса; тогда на тахометре отметчика времени нужно
установить п = 670 об/мин., при этом каждое пробитое искрой
отверстие на бумаге будет равно t0 = 0,2 сек., а1,2:£0 = 6.
ЦИАМ сб. 12—178—6
81
Таким образом при подсчете скорости по уравнению (7) на
полученной диаграмме достаточно умножить на 6 расстояние
между двумя пробитыми искрой отверстиями, взятое в мм,
чтобы получить п в об/мин.
Так как записывающий механизм обойдет вокруг ба-
рабана за 17 оборотов, а запись желательно производить в про-
должении 34 оборотов, то применено приспособление, которое
переводит электрод отметчика времени на новую строку после
первых 17 оборотов. Скорость вращения п об/мин. вычисляется
по времени и суммарным оборотам; кривая скорости строится
на той же диаграмме.
Прибор может быть применен и для правого и для левого
вращения, но при соответствующем включении записывающих
механизмов.
Направление вращения авиамотора можно определить по хра-
повой муфте, находящейся на винте авиамотора. Правым
вращением принято считать такое, при котором винт авиа-
мотора будет вращаться по часовой стрелке, если смотреть от
прибора к самолету. Соответственно этому вращению должен
быть включен один из двух записывающих механизмов. На каж-
дом из механизмов имеется стрелка, указывающая то направ-
ление, при котором следует включать механизм.
Включение механизма производится с помощью гайки 14,
(см. фиг. 2), имеющей на наружной части накатку, а внутри —
резьбу и конус; гайка сцепляет вертикальную шестерню 6 с
рейкой, несущей карандаш. Бумажная лента крепится специ-
ально пластинчатой пружиной. Для удобства установки бумаж-
ной ленты барабан посредством поворота рукоятки 15 может
быть расцеплен с главным валом и свободно повернут в нужном
направлении.
ВЫБОР ЧИСЛА ПРУЖИН И ТАРИРОВКА ПРИБОРА
Прибор имеет 10 гнезд для размещения измерительных пру-
жин. Каждая пружина соответствует максимальной величине
крутящего момента /Икр = 35 кгм. Таким образом 10 пружин
дадут момент 7ИКр = 350 кгм.
Числом пружин может быть установлен любой предел изме-
рения от 0 до 350 кгм. Минимально в приборе должны быть
оставлены две пружины. Эти две пружины имеют специальные
тарелки, ограничивающие ход поводка. Рациональным числом
поставленных пружин будет такое, при котором при запуске
авиамотора наибольшее перемещение карандаша достигает 85жлг
и не превышает его.
Вообще практика показала, что ориентировочно определить
ожидаемый момент нельзя; прежде чем начать испытание на
приборе, лучше поставить все 10 пружин, определить прокрутку
и порядок момента и затем установить нужное число пружин.
На фиг. 6 даны тарировочные характеристики прибора, по-
казывающие зависимость величины крутящего момента от пере-
82
мещения карандаша. Цифры на каждой кривой указывают, какое
число пружин поставлено в прибор, например, /4-5 значит, что
поставлены пружины 1, 2, 3, 4 и 5.
При изменении числа пружин нужно итти в порядке после-
довательности номеров. Например, пусть в приборе было по-
ставлено 5 пружин, а прокрутка авиамотора показала, что момент
превышает 183 кгм, т. е. прибор „заходит за шкалу" и нужно
н
Фиг. 6. Тарировочная характеристика РТЗ.
Зависимость величины измеряемого крутящего момента от перемещения
карандаша для разных чисел пружин М = / (х). Обозначение на каждой
кривой указывает на число действующих пружин.
увеличить число пружин. Тогда к имеющимся пружинам нужно
добавить пружины 6, 7 и 8; это будет соответствовать харак-
теристике 1ч-8.
Статическая тарировка прибора производилась в следующем
порядке.
На место горизонтальной штанги автостартера (хобот) ста-
вился рычаг из корытного железа № 8 длиной 3 м. Рычаг уста-
83

навливался на 500 — 600 мм выше
горизонтальной линии. К концу
рычага привешивался груз. Произ-
ведение величины груза на длину
плеча, измеренного от линии под-
веса груза до центра вала РТЗ,
представляло собой приложенный
момент. При подсчете момента
учитывался вес самого рычага.
При статической тарировке сни-
малась характеристика при увели-
чении и уменьшении момента; рас-
хождений или разброса точек не
получено. Эта процедура проделы-
валась для каждого числа пружин.
По полученным результатам
построены характеристики M=f (х)
(фцг. 6), которыми и пользуются в
дальнейшей работе.
ПРОБНЫЕ ИСПЫТАНИЯ ПРИБОРА РТЗ
Записанная на приборе РТЗ
диаграмма снимается, и на ней де-
лаются следующие пометки: 1) но-
мер характеристики, 2) количество
рабочих пружин, 3) окружающая
температура и 4) тип авиамотора.
Линия, вычерченная каранда-
шом, представляет собой кру-
тящий момент; точки в верхней
части — пробитые отверстия—пред-
ставляют собой отметки времени.
Дальнейшая расшифровка и
обработка диаграммы ведется в
следующем порядке (фиг. 7):
1.	Ставят отметки суммарных
оборотов, считая, что каждому обо-
роту соответствуют 50 мм длины
диаграммной ленты.
2.	Наносят ординаты пик кру-
тящего момента или его среднего
значения, или и то и другое, смотря
по тому, что интересует. Максималь-
ное значение величин крутящего
момента определяют следующим
образом: на диаграмме измеряют
ординату у в мм и затем по тариро-
вочной характеристике фиг. 6 для
84
данного значения / и выбранного числа пружин (например 1-ь-5)
определяют крутящий момент. Пусть у = 65 лш; тогда максималь-
ный момент будет /Итах = 142. Это значение и наносят на диа-
грамму. Для определения среднего значения крутящего момента
нужно при помощи планиметра найти среднее значение у, по
этому значению (например, у = 60) определить по тарировочной
характеристике фиг. 6 (7Иср =133 кгм) и нанести его на диаграмму.
3.	Строят кривую скорости. Построение ведется по точкам сле-
дующим образом. Измеряется расстояние в мм между двумя про-
битыми искрой отверстиями К и умножается на значение 1,2 :t0
(см. табл. 1) соответственно числу оборотов отметчика времени.
Рекомендуется брать т = 6. Тогда искомая скорость враще-
ния винта авиамотора для данного промежутка будет
п = 6 • К об/мин.
Это значение в известном масштабе наносится на диаграмму.
Аналогично подсчитываются и наносятся точки для всех других
промежутков. Соединение всех точек дает кривую скорости.
I
Инж. П. Е. Дьяченко
ОЦЕНКА МИКРОГЕОМЕТРИИ ПОВЕРХНОСТИ
1. СПОСОБЫ ОЦЕНКИ МИКРОГЕОМЕТРИИ И КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТИ
Многочисленные и разнообразные способы оценки поверх-
ностного слоя изделий можно разделить на две большие группы:
1) способы определения профиля исследуемой поверхности
и 2) интегральные способы, оценивающие свойства всей поверх-
ности.
Интегральные способы также можно разделить на две группы:
1) способы оценки микротопографии и 2) способы оценки
качества поверхности (изменение микроструктуры, твердости,
физико-химических свойств поверхности при различных видах
обработки).
К профильным способам оценки микротопогра-
фии относятся:
1)	отбрасывание на экран и фотографирование тени профиля
поверхности;
2)	покрытие поверхности пластмассой, разрез пластмассы
и фотографирование профиля;
3)	покрытие пластмассой и перегиб поверхности;
4)	электролитическое покрытие поверхности и разрез пер-
пендикулярно испытуемой поверхности;
•	5) электролитическое покрытие поверхности и разрез под
небольшим углом;
6)	метод светового сечения;
7)	микроинтерферометр Линника;
8)	профилографы и профилометры с иглой;
9)	профилографы без иглы.
К интегральным способам оценки микротопо-
графии относятся:
1)	фотографирование;
2)	наблюдение и фотографирование под микроскопом при
увеличениях 10 — 30 и 500—1200;
3)	прибор Буша;
4)	эталонирование;
5)	подсчет числа обработанных рисок на определенной пло-
щади;
6)	стереоскопический метод;
86
7)	сполировывание гребешков до дна впадин и вычисление
глубины впадин;
8)	способы, основанные на отражении света от испытуемой
поверхности;
9)	слепки с испытуемой поверхности.
К интегральным способам оценки качества по-
верхности относятся:
1)	химические способы (травление);
2)	истирание испытуемой поверхности при определенных
условиях трения;
3)	смещения гребешков при трогании с места несмазанных
поверхностей;
4)	затухание качаний эталонного маятника;
5)	пневматический способ (Solex);
6)	испытание поверхностей различного качества на коррозию;
7)	испытание поверхностей различного качества на усталость;
8)	метод, основанный на диффракции электронов;
9)	рентгенография;
10)	электролитическое покрытие поверхности и разрез под
небольшим углом.
2. СПОСОБЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПРОФИЛЯ ПОВЕРХНОСТИ
Расмотрим последовательно каждый способ в том порядке,
в котором эти способы были классифицированы выше.
1.	Отбрасывание на экран и фотографирование испы-
туемой поверхности производится на любом микроскопе, имею-
щем экран, при различных увели-
чениях в зависимости от размеров	_[ГГГГрТ ШТ1Т0п
гребешков. Очень грубые поверх- /
ности можно оценивать при уве- / / \\\
личении в 30 раз на обычном ин- [у \ V 1111111 J I н.и
струментальном микроскопе. Очень J________________________1
чистые поверхности требуют уве-
личения до 10С0 раз. Этот спо- фиг‘ *' Слепок пластмассы.
соб пригоден только для наружной
поверхности цилиндров (тень образующей цилиндра) и применим
для плоскостей и внутренних поверхностей цилиндров. Способ
очень неточен, профиль искажается; так как изображение зависит
от направления света, глубокие канавки совсем не попадают
на изображение.
2.	Покрытие испытуемой поверхности какой-либо
пластмассой (например слоем желатина), затем разрезание полу-
ченных оттисков перпендикулярно направлению гребешков при
помощи специального прибора (микротома) на слои толщиной
в несколько микрон, установка срезанных слоев между двумя
стеклами и фотографирование профиля. Этот способ чрезвычайно
кропотлив и неточен. Снятие обратного изображения при. помо-
щи пластмассы и разрезание слепка сопряжены с искажением
профиля в пределах от 2 до 15% (по Бодару).
87
3.	Перегибание слепка пластмассы, снятого с поверх-
ности, около острия ножа (фиг. 1) и проектирование неровности
на экран. Этот способ еще менее точен, так как разрушение
пластмассы при перегибе слепка вносит дополнительные неров-
ности профиля, еще более
искажающие действитель-
ный профиль.
4.	Гальваническое
покрытие или заливка
испытуемой поверхности
другим металлом и затем
исследование разреза, плос-
костью, перпендикулярной
направлению гребешков. Ис-
пытуемую поверхность обез-
жиривают (бензином или
эфиром) и покрывают тол-
стым слоем меди, баббита,
хрома, сплава Вуда и т. п.
или же двумя слоями меди
и хрома. Затем разрезают
поверхность на шлифоваль-
ном станке и приготовляют
шлиф. Покрытие поверх-
ности другим металлом
предохраняет ее от искаже-
ния формы гребешков при
разрезке. Этот способ очень
кропотлив, не гарантирует
от искажения профиля и
дает чрезвычайно малое
поле наблюдения, так как
требует очень больших уве-
личений (до 1000 раз). Одна-
ко Шмальтц, Сойер и Линдау
отзываются об этом способе
„ „	положительно. На фиг. 2
Фиг. 2. Разрезы омедненной поверхности. приведены разрезы омеднен-
ных автором поверхностей
при увеличении в 200 раз. Поверхности шлифовались при раз-
личных режимах. При этом увеличении трудно измерить разницу
в высоте гребешков поверхности (измерение это нужно произво-
дить на компараторе).
5.	Способ, устраняющий ряд недочетов предыдущего способа,
описывается ниже. Он дает картину гребешков поверхности с боль-
шим увеличением по высоте и небольшим по ширине, т. е. изображе-
ние приближается к профилограмме, получаемой обычными
профилографами.
88
Допустим, что требуется определить микрогеометрию на>
одной грани параллелепипеда. Образец (параллелепипед) под-
вергают хромированию по
исследуемой грани на глубину
0,03 — 0,05 мм, затем уклады-
вают в тиски (фиг. 3) так,
что из зажима выставляется
часть образца АВС (образец
наклонен на угол а к поверх-
ности тисков). Тиски с образ-
цом устанавливают на стол
плоскошлифовального станка
и шлифуют при минималь-
ной вертикальной подаче. За-
тем срезанная плоскость при-
Фиг. 3. Расположение образца прк
косом срезе.
тирается пастой ГОИ с керосином при помощи специального при-
способления (фиг. 4 и 5). Это приспособление зажимают хвостом
прямоугольного сечения в головку шеппинга вместо резца; образец
Фиг. 5. Приспособление для
притирки.
устанавливают в тисках на столе шеппинга; притирку производят-
стеклом при его возвратно-поступательном движении. Пружина
создает нужное и постоянное для всех образцов давление. Таким
образом образец (фиг. 6) на исследуемой грани DCFH получает
скошенную площадку ABQE, наклоненную под углом а к основа-
нию образца. Отработка образца по грани DCFH на исследуемом
89
режиме резания производилась в направлении BF. При определе-
нии микрогеометрии такой поверхности на профилографе игла
профилографа должна передвигаться перпендикулярно направле-
нию гребешков, т. е. по направлению АВ.
Далее, на скошенной грани образца ABQE приготовляют
шлиф. Затем участок грани по линии АВ протравливают и фото-
с	F графируют при увели-
чении (например, х 30).
Исследуемая грань об-
разца ABFH покрыта
слоем хрома, который
при скашивании грани
предохранял линию
стыка АВ от искаже-
ния. На месте косого
среза по линии АВ мы
вйдим из микрофото-
графии резкую границу
между белым хромом
и черным материалом образца. Эта граница является своего рода
профилограммой.
На фиг. 7 и 8 с левой стороны даны профилограммы, получен-
ные на профилографе Московского института им. Баумана; с пра-
вой стороны — профилограммы той же самой поверхности,
полученные автором по методу косых шлифов. На указанных
фигурах исследуемые поверхности обрабатывались на различных
режимах на плоскошлифовальном станке.
Фиг. 7. Сравнение профиля, полученного косым срезом, с профилограммой.
Профилограмма, полученная по этому способу (в правой
части фиг. 7 и 8), имеет по горизонтали увеличение, выбранное
при фотографировании (например, X 30). Масштаб по вертикали
возрастает против масштаба по горизонтали за счет того, что
высота гребешков и глубина впадин шлифованной поверхности
вытягиваются, так как мы имеем грань, скошенную под неболь-
шим углом. Согласно фиг. 6, мы исследуем высоту гребешков
90
не по грани CDEE, но растягиваем высоту гребешков по грани
ABQE. Следовательно, для нахождения масштаба по вертикаил
(фиг. .6) мы должны горизонтальный масштаб разделить на синус
угла а, так как
Вертикальный масштаб можно получить 1500, 2000, 3000
и 4000. На фиг. 7 и 8 горизонтальный масштаб выбран ХЗО, угол,
а == 2°, вертикальный масштаб 1500.
фиг. 8. Сравнение профиля, полученного косым срезом, с профилограммой.
При сравнении профилограмм, полученных с помощью про-
филографа (слева на фиг. 7 и 8), с профилограммами, получен-
ными по способу косых микрошлифов (справа на фиг. 7 и 8),
видно, что профилограммы сходны по характеру.
Способ косых микрошлифов применим для исследования не
только плоских поверхностей, но и наружной поверхности ци-
линдров (валиков). Исследуемая поверхность валика хромиру-
ется на глубину 0,03 — 0,05 мм. Затем валик зажимается в го-
ризонтальном положении в тиски шеппинга. В головке шеп-
пинга вместо резца зажимается державка со стеклянным бруском.
При движении головки шеппинга стеклянный брусок притирает
исследуемую поверхность, образуя на ней лыску. Притирка
производится при помощи пасты ГОИ и керосина. Ширина
лыски AD (фиг. 9) должна быть такова, чтобы вертикальный
масштаб профилограммы увеличился в отношении АС-.ВС.
6.	Применение прибора Линника — Шмальтца для оценки
микрогеометрии грубо образованных поверхностей. Действие
прибора Линника — Шмальтца основано на принципе светового
сечения.
Вместо действительного сечения испытуемой поверхности
плоскостью, перпендикулярной направлению гребешков, на при-
боре получается воображаемое сечение тонкой полосой света,
наклоненной к поверхности под некоторым углом. На фиг. 10
дан прибор Шмальтца, построенный по принципу Линника.
Свет от источника Т падает на испытуемую поверхность О узкой
91
полосой и создает теневой контур гребешков, наблюдаемый
через другой микроскоп М, расположенный под углом 30° (для
прибора, выпущенного фирмой Цейсс). Получаемая таким образом
профилограмма фотографируется; при оценке профиля вводится по-
правка на угол наклона; профиль
неровностей оказывается уве-
личенным в отношении 1 : cos 30°.
Такие приборы построены Госу-
дарственным оптическим инсти-
тутом (ГОИ) и фирмой Цейсс.
Фиг. 10. Прибор
Линника—Шмальтца.
Фиг. 9. Метод косого среза на
цилиндрической поверхности.
Недостатками прибора являются кропотливая настройка при
фотографировании; очень малое поле зрения, так как увеличения
по осям абсцисс и ординат одинаковы (ХЗО—280); область при-
менения— только грубо обработанные поверхности; невозмож-
Фиг. 11. Схема метода Коллинза.
ность применения для
внутренних поверхностей
и необходимость вводить
коррективы для криволи-
нейных контуров.
Кроме перечисленных
недостатков, необходимо
учесть также и то, что
прибор дает искаженный
профиль поверхности.
Оптический эффект от двух пучков света, падающих на поверхность
нормально и под некоторым углом, различен. При определенных
углах наклона гребешка поверхности к лучам света в световом се-
чении, даваемом прибором Линника—Шмальтца, оказываются ярко
освещенные точки, свет от которых, отражаясь от соседних высту-
пов, увеличивает толщину световой полосы на испытуемой по-
верхности. С яркой стороны на световом сечении имеются точки,
находящиеся на тех гребешках, которые невыгодно расположе-
ны по отношению к световому потоку; от них отражается мало
света, хотя по своему рельефу гребешки в этих местах и выра-
жены не менее сильно, чем в ярко светящихся точках. Таким
92
образом ширина полосы света, даваемой прибором, искажается в
различных местах только в силу неудачного с оптической точки
зрения расположения источника света по отношению к испытуе-
мой поверхности (в данном случае наклонно к поверхности).
7.	Применение метода оптической плоскости * для грубо об-
работанных поверхностей. Этот метод заключается в следующем.
На валике диаметром RQ (фиг. 11), микрогеометрия поверх-
ности которого определяется, срезают путем шлифовки и поли-
ровки лыску плоскостью ху, параллельной оси валика. При
этом плоскость ху, называемая автором этого метода (Collins)
оптической плоскостью, должна проходить по дну впа-
дин, образуемых обработкой на испытуемой поверхности (не
принимая во внимание случайных рисок). Тогда срезанная лыска
будет иметь вид^ДВ (фиг. 11), где от каждого гребешка остается
след CD.
Фиг. 12. Видоизменение метода Коллинза.
Определим среднюю глубину неровностей:
рх2 = Qp-pR^Qp-QR.
Глубина самой большой впадины выразится:
где Ф— диаметр валика.
Средняя глубина неровностей
Приведем числовой пример.	z
Пример. Дано: Q/? = 38,35 мм; ху = 0,44 мм; хТ = 0,017 мм.
Тогда глубина наибольшей неровности выразится в 0,0012 мм, глубина
средней риски — в 0,0001 мм.
Данный способ несколько развит нами для случая, когда опти-
ческая плоскость (лыска) проходит не по дну впадин, а опус-
кается ниже дна впадин, так как практически очень трудно
углубиться точно на высоту гребешка. В этом случае (фиг. 12)
.лыска имеет другой вид—между очертаниями гребешков на
оптической плоскости имеется разрыв у.
* Machinery L, т. 41, № 1067, стр. 729, 23/Ш, 1933. Коллинз, Измерение
глубины рисок, образуемых при шлифовке.
93
I
|1 ‘
I:
I
I
I
i
№
i
i
I
i
i
I
i
i
l
i
I
К .
I
I
I
I'
s;
i
I b
I
I • I
I.
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
Глубина впадины в данном случае определится следующим
образом:
АС2 = Fc- ср-,
гр _ АС2 _ АС2
ЕС — Ф ’
CQ=
pQ = CQ—cp
0 _ (МС+ АС)(МС — АС) АМ(МС+АС)
ф	ф “
Этот способ нами был проверен экспериментально. На то-
карном станке был обточен валик диаметром 37,6 мм с продоль-
ной подачей 0,2 мм. Валик был установлен в центрах на сто-
лике инструментального микроскопа; тень от гребешка (при
увеличении в 30 раз) была отброшена на экран, и была изме-
рена высота гребешка, которая выразилась в 0,085 — 0,08 мм.
Затем на образце была прошлифована и отполирована лыска
(оптическая плоскость), причем на микроскопе были измерены
размеры х, у и z (фиг. 12), которые оказались равными л=1,13 мм,
у = 1,61 мм, z = 1,01 мм.
Глубина неровностей может быть выражена следующим урав-
нением:
x)+z / x+y+z	1,13+ 1,01 /1,13 + 1,61 + 1,01 , 1,61 \
2	\	2	' 2)	2 У 2	+ 2 J
=	ф	=	т 37J"	=
= 0,0763 ММ.
Это близко подходит к обмеру тени на экране (0,085-М),08 мм).
3. МИКРОИНТЕРФЕРОМЕТР СИСТЕМЫ АКАДЕМИКА ЛИННИКА
Для определения микрогеометрии тонко обработанных по-
верхностей (полированных, хонингованных, обработанных про-
цессами лаппинг или суперфиниш) чрезвычайно ценным прибором
является микроинтерферометр академика Линника.
Интерференция света возникает в том случае, когда лучи
света каким-либо способом разделяются на две части, каждая
часть лучей проходит различными путями и затем обе части
лучей сливаются и идут по одному и тому же направлению *.
Такое разделение лучей может иметь место при переходе их
из одной среды в другую, причем одна часть лучей пройдет
через пограничную область, другая отразится от нее.
* Schleif- and Poliertechnlk, 11, стр. 193, 1939.
94
Объясним явление интерференции (фиг. 13). Луч света А про-
ходит через стеклянную призму С. Рядом с призмой С рас-
положена поверхность D,
хорошо отражающая свет.
Между плоскостями С и
D образуется тонкий
воздушный клин АОВ.
Часть лучей, проникшая
в воздушный промежуток
между плоскостями, па-
дает на плоскость D и
отражается от нее (под
углом а). Обе части лучей •
(отражающаяся от по-
верхности С и прошед-
шая воздушный промежу-
Фиг. 13. Направление лучей, проходящих
из одной среды в другую.
ток и отражающаяся от
поверхности D) попадают в глаз наблюдателя вместе и создают
здесь интерференцию света.
Длина пути лучей В± и В2 различна. Возьмем случай, когда
разница в путях лучей не кратна половине длины световой
Фиг. 15. Расположение точек с одинаковой
степенью освещенности.
волны. Положение плоско-
стей С и D, отражающих
свет, рассчитывается та-
ким образом, что коле-
бания лучей В± и В2,
Фиг. 14. Воздушный
промежуток.
приходящих вместе в глаз наблюдателя, оказываются смещен-
ными друг относительно друга на половину длины световой
волны X, в результате чего колебания лучей взаимно уничтожают
95-
.друг друга и глаз наблюдателя видит темное место. Но в том
-случае, когда разница в пути лучей кратна половине длины
световой волны, лучи не создают смещения фаз, колебания
.лучей складываются и глаз наблюдателя видит ярко освещенное
место.
Разница путей обоих интерферирующих лучей зависит от
толщины воздушного слоя между стеклом С и поверхностью
D испытуемого объекта. Полагаем, что воздушный промежуток
АОВ имеет клинообразную форму (фиг. 14 и 15). В некоторых
местах толщина воздушного
слоя обусловливает темные
участки, в других местах
эти темные участки сменя-
ются ярко освещенными.
Толщина воздушного слоя
обусловливает яркость осве-
щения.
Из фиг. 15 видно, что
точки с одинаковой сте-
пенью освещения (т. е. оди-
наковой толщиной воздуш-
ного слоя) расположены
параллельно вершине кли-
на ОО±. Возникающие таким
образом на испытуемой по-
верхности (фиг. 16) интер-
ференционные полосы, рас-
положенные параллельно
Фиг. 16. Интерферограмма.
вершине воздушного клина,
представляют собой сменя-
ющиеся светлые и темные
шолосы, покрывающие всю испытуемую поверхность, если она
является правильной плоскостью, или часть ее, если она от-
клоняется от плоскости. Густота интерференционных полос (рас-
стояние между полосками) зависит от угла наклона клина: при
большом угле наклона клина полосы лежат очень тесно, при
уменьшении его расстояние между полосами возрастает.
Интерферометр академика Линника основан на том, что на
испытуемой поверхности получаются интерференционные полосы,
очень близко расположенные друг к другу. Полосы лежат
настолько тесно, что не видны невооруженным глазом; для
рассмотрения интерференционных полос необходимо применять
микроскоп. В поле зрения микроскопа мы видим (фиг. 16)
увеличенную картину верхнего слоя металла испытуемого образца
с наложенными на ней интерференционными полосами. Края
полос (перехода от светлых мест к темным) имеют вид про-
филограммы, т. е. чередования выступов и впадин, характеризую-
щих следы обработки поверхности. Можно себе представить, что
наклонно к испытуемой поверхности расположен пучок невиди-
96
мых плоскостей, а кривая их пересечения с микрогеометриче-
скими очертаниями поверхности дает интерференционные кривые.
По высоте зубчиков накраях интерференционных полос можно
непосредственно судить о высоте неровностей испытуемой
поверхности.
На фиг. 17 показан общий вид интерферометра, который пред-
ставляет собою небольшую головку А, привинчиваемую к лю-
бому микроскопу. Испытуемую деталь В кладут на столик
микроскопа. На фиг. 18 схематически показан разрез головки
интерферометра. Внутри прибора установлены диагонально две
стеклянных пластины М (7 и 2), поверхность соприкосновения
которых полупосеребрена. Свет от источника S частью прони-
кает через пластины М и линзу О2 на идеальное зеркало Allt
Фиг. 17. Интерферометр академика
Линника.
Фиг. 18. Головка интерферо-
метра в разрезе.
частью же попадает через линзу Ог на поверхность испытуемой
детали Р. От испытуемой поверхности и от зеркала свет
попадает в окуляр.
Таким образом одна часть лучей, проходя от лампочки S на
испытуемый образец и в окуляр, пересекает толщину стекол
1 или 2 четыре раза, точно так же, как и другая часть лучей,
проходящая от лампочки на зеркало и в окуляр. Если бы
угол между вертикальной осью микроскопа и прямой, перпенди-
кулярной зеркалу А11 был точно равен 90°, то мы бы не имели
интерференции света.
За счет некоторого отклонения этого угла от 90° в интерфе-
рометре на поверхности испытуемого образца получаются
интерференционные полосы. Через окуляр микроскопа мы видим
поверхность испытуемой детали под большим увеличением
(обычно от х 40 до X 1100) с наложенными на поверхности
ЦИАМ, сб. 12—178—7	97
интерференционными полосами, по которым можно очень точно
определить высоту неровностей и царапин на поверхности.
На фиг. 16 показан пример сфотографированной интерфе-
рограммы. Расстояние между двумя полосами равно половине
Фиг. 19. Масштаб интерферограммы.
световой волны. Приближенно длина световой волны составляет
0,55 р. Для получения более точного значения этой величины
нужно учесть характеристику светофильтра и ряд моментов
оптического порядка. Расстояние между полосами можно при-
нять (0,55 :2)р.


Фиг. 20. Измерение царапины.
Расстояние между интерференционными полосами различно.
Таким образам интерферограммы имеют различные масштабы
высот шероховатостей. Это объясняется различным углом наклона
испытуемой поверхности к оси микроскопа.
Для числового определения высоты гребешка (фиг. 19) на
поверхности А необходимо величину половины световой волны
или (0,55 :2) р умножить на отношение а : Ь.
98
Величины а и b измеряются или на фотоснимке или же
непосредственно на испытуемой поверхности при помощи оку-
ляр-микрометра (окуляра с сеткой).
Для определения размеров царапины а и с (фиг. 20) поступаем
следующим образом:
Д 0,5 а
А=2-Ь^
С=2-а- tg-J-.
Интерферометр академика Линника имеет широкое примене-
ние. Он очень точно измеряет мельчайшие царапины и дает их
глубину, ширину и точную форму в поперечном разрезе.
Интерферометром легко определить правильность шаровой формы
шарика, измерить острие иглы (что очень важно для профило-
графов), исследовать повреждения, причиняемые поверхности
калибром, штангелем, иглой профилографа и т. п.
Интерферометр не так давно начал внедряться в жизнь.
Поэтому еще далеко не исчерпана сфера его применения. Точ-
ность интерферометра 0,01 — 0,02 р.
Однако наряду с неоценимыми достоинствами интерферометр
имеет и ряд крупных недостатков. При пользовании им тре-
буется большая осторожность; вибрации и сотрясения недо-
пустимы; для грубых поверхностей он непригоден. Интерферо-
грамму можно получать только для мелких изделий, помещаю-
щихся на столике микроскопа. Изделие должно быть горизон-
тально, не покороблено и расположено очень близко от нижнего
тубуса интерферометра (около 1 мм). Таким образом внутренние
поверхности малого радиуса нельзя исследовать под интерферо-
метром. Поле зрения интерферометра очень мало. Так, при
увеличении в 240 интерферометр захватывает на испытуемой
поверхности круг диаметром 0,5 мм, при увеличении в 1000 —
круг диаметром 0,2 мм. Интерферограммы трудно фотографиро-
вать и очень долго обрабатывать. За рабочий день можно окон-
чательно обработать интерферограмму (с построением диаграммы
зависимости между высотой гребешков и опорной площадью) на
длину примерно 1,5—2,0 мм. Правда, почти такова же произво-
дительность при обработке профилограмм, снятых на любом
профилографе (обработка по способу Гаусса, Аббота и др.).
Однако перечисленные недостатки этого интерферометра перекры-
ваются большой точностью, надежностью его показаний. Интер-
ферометр может применяться для тарирования профилографов.
4. СРАВНЕНИЕ РАЗЛИЧНЫХ СПОСОБОВ
Для сравнения различных способов оценки микрогеометрии
нами было взято девять плоских образцов, изготовленных из
термически обработанной стали 53-А1 (твердость по Бринеллю
3,1—3,3) размерами 40x10X10 мм. Образцы были обработаны
с одной стороны, как показано в табл. 1.
99
Таблица 1
№ образца	1	2	3	4 |	5	6	7	8	9
Способ обра- ботки	Плоская шлифовка, шлифо- вальный круг CMj-46! алундовый, керамическая связка							Полировка матерчатым кругом	Полировка пастой ГОИ
Скорость по- дачи изделия в м/мм	8	8	5	5	5	2	2	Ручная	Ручная
Подача в мм]проход	0,15	од	0,05	0,03	0,01	0,03	0,01	Ручная	Ручная
Скорость кру- га в м'сек	28	28	28	28	28	J 28	28	55 ।	—
г
На каждом образце были очерчены по три участка разме-
рами 4X4 мм, на которых и производилась оценка поверхности.
С этих девяти образцов было снято 27 интерферограмм. На
фиг. 21 приведено последовательно по одной интерферограмме
с каждого образца (увеличение Х640).
Обработка интерферограмм производилась различными спосо-
бами: по определению среднего квадратичного отклонения, по
проценту несущей поверхности, по шкале Шмальтца. На каждой
интерферограмме из всех эквидистантных полос выбиралась и
прочерчивалась одна полоса. Затем интерферограмма В (фиг. 22)
помещалась на стекло А коробки, внутри которой была уста-
новлена лампочка, и выделенная на интерферограмме одна линия
обводилась на оборотной стороне. Затем по нижним выступам
неровностей или ниже их проводилась прямая, перпендикулярная
направлению обрабатываемых рисок, и на этой прямой через
а = 3 мм (фиг. 23) проводились ординаты до пересечения к кри-
вой интерферограммы. Дальнейшая обработка производилась по
следующей схеме:
. иг с	X	„	„ 0,55
й й2 Е1 = 1/ ~	Е = Е1х—
г п	2	2т
На каждую интерферограмму составляется приведенная ведо’
мость. В первой графе — порядковые номера обмеренных через
3 мм ординат. Во вторую графу занесены ординаты hr, измерен-
ные от нижней горизонтали до кривой интерферограммы. Все
величины h± суммировались и делились на количество ординат.
Таким образом была получена средняя высота -1, на которой
100
101
проводилась линия среднего арифметического отклонения ЕЕ.
Сумма площадей кривой интерферограммы выше кривой ЕЕ равна
сумме площадей ниже ее. В следующей графе ведомости вычи-
сляем ординаты h от линии средней арифметической ЕЕ в обе
стороны (с плюсом и минусом).
Далее возводим значения ординат h в квадрат и находим
среднюю квадратичную Е = —. Затем находим масштаб
интерферограммы и выражаем среднюю квадратичную в микро-
нах и микродюймах. Для нахождения масштаба интерферограммы
Фиг. 23. Среднее квадратичное отклонение неровностей профиля.
измеряем по интерферограмме длину половины световой волны к
(расстояние между срединами двух интерференционных полос).
Абсолютное выражение средней квадратичной получается по
формуле:
Е = Е^—,
1 2т '
если принять величину длины волны, равной 0,55 мм.
Такая обработка проводилась по каждой интерферограмме
(фиг. 24).
Среднее квадратичное отклонение для каждого из девяти образ-
цов (по три места на каждом образце) выразилось цифрами,
приведенными в табл. 2
Таблица 2
№ образца	Место на образце			Среднее для образца	Обозначено по шкале ASA
	I	11	III		
1	27,2	——	28,8	28,0	32
2	21,1	24,0	23,3	22,8	32
3	20,7	15,9	13,9	16,8	16
4	17,2	9,0	18,2	14,8	16
5	14,4	9,45	13,5	12,4	16
6	9,0	' П,5	13,9	11,5	16
7	7,2	11,8	11,9	10,3	16
8	2,32	1,83	3,4	2,5	2
9	2,0	1,57	1,69	1,75	2
102
Обозначения последней графы взяты из американского про-
екта стандарта оценки микрогеометрии поверхности. В насто-
ящее время имеются две шкалы, претендующие на признание
их в качестве стандарта: немецкая шкала Шмальтца, оцениваю-
щая микрогеометрию по максимальной
американская шкала ASA (Американская
ассоциация стандартов), оценивающая
микрогеометрию по среднему квадратич-
ному отклонению высот гребешков.
В табл. 3 приведены обе шкалы. По
шкале ASA цифрами 1/i —1/2 оценивается
высокая степень полировки, применяе-
мая обычно при лабораторных работах.
Цифры 1—4 характеризуют очень тон-
кие отделочные операции: шлифовку,
хонингование, лаппинг-процесс. При этом
работа производится очень тщательно, с
применением калибров. Цифры 8—32
даются для чистовых отделочных опе-
высоте гребешков, и

раций, после которых поверхность по-
лучает блестящий вид (обточка и рас-
точка алмазом и сверхтвердыми спла-
вами, хорошая чистовая шлифовка и
хонингование). Цифры 63-1М характе-
ризуют точение, расточку и фрезеро-
вание; обозначения 4М-63М — необра-
ботанные отливки, черновые операции
по обработке, главным образом, для
получения нужных размеров, когда не
ставится цель получения гладкой по-
верхности и когда следы обработки
ясно видны.
Шкала ASA имеет 14 основных обо-
значений, предлагаемых в качестве стан- _____ -
дарта, и 19 дополнительных обозначе- -п-тХгП I..I.I II I11 П IN
ний, предлагаемых в случае необходи-
мости более тонкой оценки поверхностей.
Шкалы Шмальтца и ASA построены по
закону геометрической прогрессии. Для фиг. 24. обработка кривых
основной шкалы ASA (стандарта) для профиля девяти поверх-
грубых поверхностей выбран знамена-	ностей.
тель прогрессии 4,0 (от 63 до 63000
микродюймов), для чистых поверхностей (от ’/4 до 63 микро-
дюймов) знаменателем прогрессии выбран 2,0. Полная шкала
ASA (33 обозначения) в крайних своих значениях имеет тот же
знаменатель геометрического ряда (2 и 4), а в средних значе-
ниях (от 1,0 до 500 микродюймов) — знаменатель 1,25.
По шкале Ш м а л ь т ц а значения максимальной высоты
неравностей расположены в виде геометрического ряда со сле-
103
Таблица 3
Проекты стандартов для оценки микрогеометрии поверхности
ASA			Шмальтц		
Средняя квадратичная			Максимальная высота гребешков		
Обозначение	Средняя квадратичная		Обозначение		Высота гре- бешков в микронах
	в микронах	в микро- дюймах			
7* 7а 1 2 4 8 16 32 63 250 	1М_ _ 4М 16М 63М	0,006 0,012 0,025 0,05 0,1 0,2 0,4 0,8 1,6 6 25 100 400 1600	7, 7» 1 2 	4_ 8 16 	32 63 250 1000 4000 16 000 63000	SA SB	0,35 1 1,6 S 2,5 S 4,0 S 6,0 S 10,0 S	0 4-0.3 0,34- 1 1 4- 1,6 1,64- 2,5 2,54- 4 4 4-6 6 4- 10
			SC SD	16S 25 S 40S 63 S 100 S 315S 1000 S	10 4- 16 16 4-25 25 4-40 40 4-63 63 4- 100 100 4-315 315 4- 1000
дующими знаменателями: для значений ниже 1,0 и выше 100,0д
знаменатель 3,15 или для значений шкалы между 1,0 и 100,0 у.
знаменатель 1,6 или -j/TO. При этом шкала Шмальтца учитывает
коэфициент наполнения профиля, т. е. отношение площади про-
филя, приходящегося только на выступы, ко всей площади про-
филя. При коэфициенте наполнения 0,4—0,6 поверхности оцени-
ваются ио шкале без поправок. При коэфициенте наполнения
больше 0,6 к значениям шкалы прибавляются две степени шкалы,
при коэфициенте наполнения меньше 0,4 отнимаются две степени.
Обе шкалы (ASA и Шмальтца) имеют достоинства и недо-
статки. Шкала Шмальтца проста в применении, для нее легко
обработать профилограмму поверхности, она наглядна, так как
дает непосредственно величину гребешков поверхности в микро-
нах. Недостатком является то, что в рубрику максимальной
высоты гребешков могут быть отнесены случайные гребешки, не
характерные для данной поверхности. Весь контур профило-
граммы слабо используется для оценки качества поверхности,
следствием чего также могут явиться случайные выводы. Раз-
личные виды механической обработки по шкале Шмальтца оцени-
ваются одним и тем же символом, хотя очевидно, что три
различно обработанные поверхности имеют различные свойства,
изнашиваются по-разному.
104
Средняя квадратичная по шкале ASA в большей степени
гарантирует от влияния случайных элементов. Приведем для
наглядности механическую аналогию. Если заменим каждую
ординату при вышеописанной обработке профилограммы мате-
риальной точкой массы	количество ординат), то средняя
квадратичная выразит момент инерции относительно оси, прохо-
дящей через центр тяжести, лежащий на средней арифмети-
ческой. Средняя квадратичная и момент инерции не так удобны
для практических вычислений, но очень удобны для выведения
из них различных математических следствий, так как здесь нет
абсолютных значений. Профилометр Аббота непосредственно
определяет среднее квадратичное отклонение.
По шкале Шмальтца для вышеуказанных девяти образцов (по
три места на каждом образце) были получены значения макси-
мальной величины гребешков, приведенные в табл. 4.
Таблица 4
№ образца	Максимальная высота гребешков в р.			Среднее для Обозначение	
				образца В р	по шкале Шмальтца
	I	II	III		
1	2,23	1,45	2,52	2,07	2.5 S
2	2,05	2,06	2,13	2,08	2,5 S
3	1,79	1,48	1,41	1,56	1,6 5
4	1,38	1,42	1,89	1,56	1,6 S
5	1,29	0,92	1,01	1,07	1,6 S
6	1,02	1,01	1,10	1,04	1,6 S
7	0,75	1,28	1,14	1,06	1,6 S
8	0,28	0,20	0,33	0,27	0,3 S
9	0,27	0,21	0,21	0,23	0,3 S |
Далее, интерферограммы, полученные с девяти образцов (по
три места на каждом образце), были обработаны методом опре-
деления процента несущей поверхности (Abbott and Firestone) *.
Две поверхности, имеющие выступы, соприкасаются вершинами
выступов. Действительная площадь контакта при этом значи-
тельно меньше общей площади соприкосновения и зависит от
микрогеометрии поверхностей. По мере износа поверхностей с
течением времени будут стираться слои определенной толщины,
площадь контакта будет увеличиваться. Вначале износ будет
происходить очень быстро, так как верхние концы гребешков
имеют малое сечение и легче деформируются. Но с увеличением
площади контакта износ будет уменьшаться. Таким образом по
мере истирания гребешков на различной высоте процент несу-
щей поверхности будет различный. Этот способ обработки мо-
жет иметь значение для нахождения связи между микрогеомет-
рией и износом поверхности.
* Mechanical Engineering, стр. 569—572, сентябрь 1933.
105
Фиг. 26. Обработка кривых
профиля.
106
На фиг. 25 показана схема обработки интерферограмм по ме-
тоду несущих поверхностей. Интерферограмма длиной 50 мм
(увеличениеX640) разбивается по высоте параллелями 1, 2, 3, 4...,
отстоящими друг от друга на расстоянии а. На каждой параллели
берется сумма пересекаемых частей профиля. Так, например,
на горизонтали 5 берется сумма Xi + Хг + Хз- На фиг. 26 показаны
такие построения для восьми интерферограмм. На фиг. 27 по
оси абсцисс отложена высота гребешков в микродюймах (верх-
ние цифры), а по оси ординат — процент несущей поверхности.
На фиг. 28 эта диаграм-
ма повернута таким обра-
зом, что оси поменялись
местами.
На фиг. 29 показана
обобщенная диаграмма
для девяти вышеприве-
денных кривых. Из диа-
граммы видно, что чем
более шероховата поверх-
ность, тем более наклон-
но идут кривые, характе-
ризующие несущие по-
верхности на различной
высоте. Аббот* считает,
что для кривой несущей
поверхности наиболее
важным является участок
от 25 до 75% (по оси
абсцисс). На фиг. 30 та-
кие участки выделены
для всех кривых. Однако
Фиг. 28. Сводная кривая в другом виде.
угол наклона средней части кривой не вполне характеризует
микрогеометрию поверхности. Для оценки микрогеометрии
более характерна, кроме наклона кривой, и высота, на которой
кривые расположены одна относительно другой.
Те же самые девять образцов с различной микрогеометрией
подвергались оценке способом скошенных микрошлифов. Образцы
хромировались двумя способами—твердым и мягким хромом.
Затем образцы сошлифовывались под углом 2° и притирались
пастой ГОИ с помощью специального приспособления (фиг. 4) на
шеппинге. Шлифовка под углом 2° производится на плоскошли-
фовальном станке при небольшой глубине и подаче с обильным
охлаждением.
На фиг. 31 схематически изображен исследуемый образец.
Часть образца С покрыта хромом, часть Е сошлифована под
углом 2°. На участке D перерезан слой хрома. Образцы обра-
батывались на исследуемых режимах (перед хромированием)
* Mechanical Engineering, стр. 569, сентябрь 1933.
107
в направлении стрелок В шлифовкой для приготовления скошен-
ного микрошлифа. Притирка пастой ГОИ производится в направле-
девяти поверхностей.
нии стрелок А. Таким способом были при-
готовлены профилограммы с твер-
дым хромом (фиг. 32) и мягким хро-
мом (см. фиг. 7). Как видно из сравнения
этих фигур, мягкий хром дает лучшие
профилограммы. Все эти профилограммы
были обработаны методом среднего квад-
ратичного отклонения подобно тому, как
это делалось для интерферограмм. В ре-
Фиг. 31. Притирка зультате получились данные, приведенные
в табл. 5.
Из табл. 5 видно, что характер убывания цифр не такой плав-
ный и планомерный, как это имело место для интерферограмм.
108
8
Фиг. 32. Разрез по твердому хрому.
4
№	Профилограммы (на профилографе Аммона)			S MMjMUH 			i mw/w	t мм
1				0,15	8	0,03
2		.и-.-»	*	. -L.	. »*-	'<4- :-*гг	* 4		0,1	8	0,03
3		; i’JZ»,-. •5а-/,'7М*^.’ с" * •	• >,X«V		0,05	5	0,03
4				0,03	5	0,03
5				0,01	5	0,01
6				0,03	2	0,03
7				0,01	2	0,01
8				ручн.	ручн.	—
9				ручн.	ручн.	—
						
'’’иг. 33.						
109
/
Фиг 34.
110
Далее, эти же девять образцов были исследованы на профило-
графе системы Аммона. С каждого образца снималась профило-
грамма на длине около 1,5 мм. Масштаб по оси абсцисс х 30,
по оси ординат х 1600 (масштабы одинаковы ^масштабами ско-
шенных микрошлифов).
Таблица 5
№ образцов	1	2	3	4	5	6	7	8	9
Мягкий хром	31,4	23,6	17,1	17,2	Н,9	10,4	9,5	2,7	1.4
Твердый хром	27,3	26,5	18,9	19,1	14,5	14,5	14,7	7.9	—
На фиг. 33 представлены полученные профилограммы. Про-
филограммы были обработаны по методу определения среднего
квадратичного отклонения; в результате получились данные,
приведенные в табл. 6.
Таблица 6
№ образца	1	2	3	4	5	6	7	8	9
Средняя квадра- тичная в микро- дюймах	134,0	68,0	37,6	57,3	26,2	64,0	13,6	9,7	2,8
Как видно, данные табл. 6 сильно отличаются от данных,
полученных при обработке интерферограмм.
Данные, полученные при обработке профилограмм, снятых
прибором Аммона, сильно отличаются от данных, полученных
при обработке интерферограмм потому, что профилограмма
охватывает поле зрения в 15—20 раз большее, нежели интер-
ферограмма. Следовательно, при этом мы более гарантированы
от случайных выводов.
На фиг. 34 приведены профилограммы, полученные с тех же
девяти поверхностей на приборе Шмальтца (метод светового се-
чения), построенном по принципу академика Линника. Эти про-
филограммы не дают отчетливого представления о микрогео-
метрии чисто обработанных поверхностей.
В заключение необходимо указать, что в настоящее время
имеется много приборов для оценки микрогеометрии, каждый
прибор имеет свою сферу применения, в которой его наиболее
целесообразно использовать. Так, для грубых поверхностей можно
применять метод светового сечения, для лабораторного иссле-
дования тонких поверхностей — интерферометр, для цеховой
практики — профилометр Аббота и рефлектометры, для лаборатор-
ных работ и ряда работ в цехе — профилограф Аммона и МММИ.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Инж. И. Ш. Нейман, Получение расчетных торсиограмм на базе
•одной экспериментальной для многомассовой нелинейной крутильной
•системы ............................................................ 3
Инж. М. Я- К ушу ль, О расположении кривошипов двухтакт-
ных многоцилиндровых двигателей с равномерным чередованием вспышек .	11
Инж. В. В. Дейнега, Авиационный альфаметр для контроля состава
горючей смеси в полете..........................................     28
С. Н. Купаев, Расчет смазки подшипника главного шатуна звездо-
образн )го мотора и некоторые результаты испытаний ................. 45
Инж-мех. Н. С.-Золотарев, Расчет и экспериментальные ис-
следования условий работы силовых шпилек рядного двигателя......... 57
Инж. Н. И. Трушин, Прибор для регистрации требований запуска
авиамоторов.........................................................75
Инж. П. Е. Дьяченко, Оценка микрогеометрии поверхности , 86